Projet de Fin d’Etudes - eprints2.insa-strasbourg.freprints2.insa-strasbourg.fr/1174/1/GM-2012-LEE-memoire.pdf · l’entepise a besoin d’un contôle spécial pour contrôler

Projet de Fin d’Etudes

1/ Détermination de l’origine de défauts

mécaniques et électriques des rotors lors

de l’essai de RUNOUT

2/ Détermination de la température

maximale de revenu tout en respectant les

caractéristiques mécaniques des produits

Tuteurs industriels

M. Bertrand PAUTET M. Jean-Luc HAEHNEL

Professeurs tuteurs

Mme. Murielle BACH M. Joël KRIER

FLENDER GRAFFENSTADEN

1 rue du Vieux Moulin 67400 Illkirch-Graffenstaden FRANCE

LEE Jisun

Génie Mécanique IMS (Ingénierie des Matériaux et Surfaces)

Master 2 IS (Ingénierie des surfaces)

Soutenance en Septembre2012

RAPPORT CONFIDENTIEL-REPRODUCTION INTERDITE-TOUS DROITS RESERVEES CONFIDENTIAL REPORT-REPRINT FORBIDDEN-ALL RIGHTS RESERVED

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Projet de Fin d’Etudes LEE Jisun GM5 IMS Septembre 2012

PROJET DE FIN D’ETUDES CONDENSE

Auteur : Jisun LEE Promotion : 2012

Titre :

1/Détermination de l’origine de défauts mécaniques et

électriques des rotors lors d’un essai de Runout

2/Détermination de la température maximale de revenu

tout en respectant les caractéristiques mécaniques (dureté,

austénite résiduelle, contrainte résiduelle)

Soutenance : Septembre 2012

Structure d’accueil : FLENDER GRAFFENSTADEN S.A.S

Nb de volume(s) : 1 Nb de pages : 82 Nb de références bibliographiques : 33

Résumé :

L’entreprise FLENDER GRAFFENSTADEN conçoit et fabrique des réducteurs ou multiplicateurs de vitesse destinés au marché de l’énergie, du pétrole et du gaz. Il s’agit des engrenages avec très grandes sollicitations : Transmission de puissance jusqu’à 100MW, Vitesse périphérique à 660 km/h. Comme la partie tournante dans un réducteur ou un multiplicateur tourne à très haute vitesse de rotation, l’entreprise a besoin d’un contrôle spécial pour contrôler l’instabilité des rotors. L’objective de ce projet de fin d’études est d’étudier les défauts mécaniques et surtout électriques des rotors lors d’un essai spécial que l’on appelle RUNOUT permettant de contrôler l’instabilité de ces produits au cours de leurs fonctionnements. En parallèle, FLENDER effectue un traitement thermique dans le but d’améliorer les caractéristiques mécaniques. La deuxième étude consiste donc à déterminer une température maximale de revenu, tout en respectant les caractéristiques demandées (dureté, austénite résiduelle, contraintes résiduelles, potentiel de carbone). Cette augmentation de la température de revenu permet de relaxer plus de contraintes stockées dans les produits, donc de générer moins de déformations alors que la dureté chute. Le but est donc de trouver le meilleur compromis entre ces différents facteurs.

Mots clés :

RUNOUT, Traitement thermique (cémentation, trempe, revenu), Austénite résiduelle, dureté, Contrainte résiduelle

Traduction: The society FLENDER GRAFFENSTADEN designs and fabricates gear units such as speed reducer or increaser, auxiliary and special gearboxes for the Power Generation and the Oil and Gas Industries. As the mobile part in these gearboxes turn in a very high speed, FLENDER GRAFFENSTADEN needs to control the stability of the products. So, one of the objectives consists in studying the phenomenon of mechanical and electrical defaults of rotors during the special test called RUNOUT, which leads to carry out the stability-control on the circulars surfaces of rotors. In parallel, FLENDER needs a heat treatment to improve mechanical characteristics of each product. So, the second objective of this end-of study project consists in regulating and finding the highest possible tempered temperature, with all respect of the characteristics asked such as hardness, residual austenite and stress, % of carbon. Increasing the tempered temperature leads to discharge more residual stresses in the products and it makes finally less deformation. However, increasing the tempered temperature makes the hardness go down. This is why we have to reach the best condition with these different factors.

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REMERCIEMENTS

En tout premier lieu, je remercie l’entreprise FLENDER GRAFFENSTADEN de m’avoir donné cette

occasion pour effectuer mon projet de fin d’étude.

Je tiens ici tout particulièrement à exprimer ma sincère gratitude à mes tuteurs de l’entreprise

FLENDER GRAFFENSTADEN, Monsieur Bertrand PAUTET, Responsable de fabrication et Monsieur

Jean- Luc HAEHNEL, Responsable de la production, pour avoir consacré leurs temps à me conseiller et

partager leurs compétences dans les domaines du Runout et du traitement thermique et avoir mis à

ma disposition toutes les ressources nécessaires pour réaliser ce projet.

J’exprime parallèlement mes sincères remerciements à ma tutrice de l’INSA, Madame Murielle BACH

pour sa grande disponibilité, ses compétences dans le domaine des matériaux et aussi son conseil

pour l’avancement de mon projet.

Je remercie aussi Monsieur Joël KRIER, tuteur de l’INSA, d’avoir consacré son temps et de m’avoir

présenté les méthodes de diffraction par rayons X pour l’utilisation de l’appareil de DRX et de

partager ses connaissances dans le domaine des matériaux.

Je remercie également à Monsieur Daniel SCHNEE, Responsable Technique de l’équipe du traitement

thermique pour sa disponibilité, son aide pour organisation de mes essais du traitement thermique,

et surtout son envie de partager ses connaissances sur le domaine et sur l’entreprise.

Je profite de ce page pour remercier à toute l’équipe de Fabrication, surtout l’équipe de RUNOUT, de

Rectification, de Sciage, de Tournage, du Traitement Thermique. Merci à Messieurs Philippe REDNAK,

Christophe LEFEVRE, Nicolas SCHWAB, Mourad AZDIMOUSA, Freddy NONNENMACHER, Bastien

ROLAND, Didier DISS, Arafat, Jean-Dominique LUDWILLER, Rémy HERRMANN, Armand HIGEL, Jean-

Michel BILGER, David BELTRAME, Alexandre BROTSCHI, Patrice VILAIN, Emmanuella CONQUET, qui

ont partagé leurs temps et m’ont aidé dans la partie expérimentale de mon projet.

Je tiens également à remercier l’ensemble de l’équipe de QUALITE pour leurs compétences dans les

produits et pour leurs envies de partager leurs connaissances sur l’entreprise.

Je remercie aussi toutes les personnes qui m’ont aidée pendant ce projet pour résoudre un problème

technique, une organisation du planning et pour mieux comprendre le fonctionnement de

l’entreprise.

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INTRODUCTION GENERALE

La mission de FLENDER GRAFFENSTADEN est de proposer, concevoir, produire et maintenir des

réducteurs ou multiplicateurs de vitesse destinés au marché de l’énergie, du pétrole et du gaz dans le

monde entier. Comme il s’agit des machines avec des caractéristiques de fonctionnement de plus en

plus élevées ayant une puissance de 1950kW à 90 MW et un diamètre extérieur de 80cm à près de

2m pour les dimensions des rotors, des nouvelles contraintes techniques apparaissent. En effet, la

société FLENDER est confrontée à certains problèmes lors de la fabrication de ces produits auxquelles

on doit trouver une solution.

Pendant mon projet de fin d’étude, nous allons traiter les deux problématiques suivantes rencontrées

récemment dans la société :

- Le premier sujet consiste à déterminer l’origine des défauts mécaniques et électriques des

rotors. Il s’agit d’un essai permettant de confirmer la stabilité des rotors (arbres de roues,

pignons etc.) montés dans un réducteur ou multiplicateur de vitesse. Comme une partie

théorique de ce sujet a déjà été traité pendant le projet de recherche technologique, nous

allons plutôt effectuer plusieurs essais au cours du projet de fin d’études afin d’évaluer les

défauts, de définir l’origine et de proposer des solutions.

- La deuxième problématique correspond à l’étude du traitement thermique. Elle consiste à

déterminer la température maximale de revenu tout en respectant les caractéristiques

mécaniques (la norme de dureté, l’austénite résiduelle, la contrainte résiduelle, la filiation de

carbone). Cette augmentation de la température de revenu permet de relaxer plus de

contraintes résiduelles stockées dans les produits alors que la dureté chute. Le but est donc

de déterminer la température de revenu adaptable en trouvant un compromis entre ces

différents facteurs afin d’optimiser la gamme de cémentation des produits.

Dans un premier temps, nous allons présenter la société FLENDER GRAFFENSTADEN, les produits et

les procédés de fabrication qui ont une influence sur les deux sujets.

Ensuite, pour chaque sujet, nous allons effectuer une analyse de l’existant puis un protocole d’essais

et des analyses spécifiques. Pour finir chaque partie, les résultats obtenus seront commentés et

discutés. Ensuite nous finirons par une synthèse des résultats et une conclusion.

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SOMMAIRE

INTRODUCTION GENERALE ............................................................................................................................ 3 SOMMAIRE ................................................................................................................................................... 4 CHAPITRE 1 : PRESENTATION DE L’ENTREPRISE FLENDER GRAFFENSTADEN S.A.S ........................................... 6

I. Présentation de l’entreprise ......................................................................................................... 7 1.1 Présentation du groupe SIEMENS .................................................................................................. 7 1.2 FLENDER GRAFFENSTADEN ............................................................................................................ 7

1.2.1 Historique ..................................................................................................................... 7 1.2.2 Site de FLENDER GRAFFENSTADEN ............................................................................... 8 1.2.3 Marché .......................................................................................................................... 9 1.2.4 Clientèle ........................................................................................................................ 9 1.2.5 Ressources humaines .................................................................................................... 9

II. Présentation générale des produits fabriqués ........................................................................... 10 2.1 Deux principaux domaines ........................................................................................................... 10 2.2 Présentation des produits ............................................................................................................ 10

2.2.1 Les engrenages ............................................................................................................ 10 2.2.2 Les boîtes auxiliaires ................................................................................................... 11

2.3 Processus de fabrication de produit ............................................................................................ 11 CHAPITRE 2 LE RUNOUT ............................................................................................................................ 14

I. INTRODUCTION ........................................................................................................................... 15 II. Analyse de l’existant ................................................................................................................... 16 2.1 Définition de RUNOUT .................................................................................................................. 16 2.2 Norme spécifique : American Petroleum Institute 613 ............................................................... 17 2.3 Méthode de mesure de RUNOUT ................................................................................................ 17 2.4 Origine des différents types de défauts ....................................................................................... 18

2.4.1 Défauts mécaniques .................................................................................................... 18 2.4.2 Défauts électriques ..................................................................................................... 19

2.5 Différentes méthodes d’atténuation de ces défauts ................................................................... 19 III. Méthodes expérimentales/produits concernés ......................................................................... 21 3.1 Matériau-Critères de choix ........................................................................................................... 21 3.2 Manipulations prévues ................................................................................................................. 21

3.2.1 Préparation des échantillons ...................................................................................... 21 3.2.2 Choix des essais à réaliser ........................................................................................... 24 3.2.3 Moyens d’analyses ...................................................................................................... 24

IV. Résultats et discussions .............................................................................................................. 26 4.1 Validation du moyen de mesure et la méthodologie .................................................................. 26

4.1.1 Procédure d’utilisation de machine Runout de HOFMANN ........................................ 26 4.1.2 Comparaison de RUNOUT entre la machine REUTLINGER et celle HOFMANN .......... 26 4.1.3 Réalisation des différents essais de RUNOUT sur les différentes endroits pour un même diamètre de chaque pièce .................................................................................................. 28 4.1.4 Essais de RUNOUT pour les pièces conformes ............................................................ 30 4.1.5 Conclusion ................................................................................................................... 33

4.2 Essais macro/microscopiques sur la pièce brute ......................................................................... 34 4.2.1 Analyse sur le microscope binoculaire (échelle macroscopique) ............................... 34 4.2.2 Analyse sur un microscope (échelle microscopique) .................................................. 35

4.3 Essais de micro-dureté sur la pièce brute .................................................................................... 36 4.4 Influence de rectification cylindrique sur RUNOUT ..................................................................... 36

4.4.1 Avant la rectification ................................................................................................... 36 4.4.2 Après la rectification ................................................................................................... 37 4.4.3 Conclusion ................................................................................................................... 39

4.5 Influence du traitement thermique sur RUNOUT ....................................................................... 39 4.5.1 Avant le traitement thermique ................................................................................... 39 4.5.2 Après le traitement thermique ................................................................................... 40 4.5.3 Conclusion ................................................................................................................... 42

V. Conclusion et perspectives ......................................................................................................... 43

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CHAPITRE 3 : TRAITEMENT THERMIQUE ....................................................................................................... 44 I. Introduction ................................................................................................................................ 45 II. Bibliographie sur le traitement thermique ................................................................................ 46 2.1 Notion générale sur le diagramme de phase du fer .................................................................... 46

2.1.1 Généralité sur le fer .................................................................................................... 46 2.1.2 Diagramme de fer-carbone ......................................................................................... 46

2.2 Traitement thermique des aciers ................................................................................................. 47 2.2.1 Traitement de durcissement ....................................................................................... 47 2.2.2 Procédé global de l’entreprise FLENDER GRAFFENSTADEN ........................................ 51

III. Matériels et méthodes ................................................................................................................ 54 3.1 Manipulations prévues ................................................................................................................. 54 3.2 Moyens d’analyses ....................................................................................................................... 56

3.2.1 Filiation de carbone .................................................................................................... 56 3.2.2 Filiation de dureté ....................................................................................................... 57 3.2.3 Diffraction de rayons X ................................................................................................ 57

IV. Résultats et discussions .............................................................................................................. 64 4.1 Filiation de carbone ...................................................................................................................... 64 4.2 Filiation de dureté ........................................................................................................................ 65

4.2.1 Variation de dureté suivant le % de carbone .............................................................. 65 4.2.2 Variation de dureté suivant les différentes températures de revenu ......................... 66

4.3 Dosage d’austénite résiduelle ...................................................................................................... 68 4.3.1 Interprétation des résultats obtenus .......................................................................... 68 4.3.2 Conclusion ................................................................................................................... 71

4.4 Contrainte résiduelle .................................................................................................................... 71 4.5 Essais microscopiques .................................................................................................................. 72

4.5.1 Entre les % de carbone ............................................................................................... 72 4.5.2 Entre les températures de revenu .............................................................................. 73

4.6 Comparaison des valeurs d’austénite résiduelle entre l’appareil de DRX et à l’œil nu ............. 73 V. Conclusion ................................................................................................................................... 77

Conclusion Générale .................................................................................................................................... 78 Bibliographie ............................................................................................................................................... 80 ANNEXE ...................................................................................................................................................... 81

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CHAPITRE 1 : PRESENTATION DE L’ENTREPRISE

FLENDER GRAFFENSTADEN S.A.S

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I. Présentation de l’entreprise

1.1 Présentation du groupe SIEMENS

Le groupe Siemens est connu partout dans le monde dans plusieurs domaines comme « INDUSTRIE, ENERGIE, SANTE ». Après l’achat par le groupe Siemens en 2005, FLENDER fait parties de ce groupe et il est intégré au secteur INDUSTRIE. Dans ce secteur INDUSTRIE, plusieurs divisions se séparent dont Drives Technologies (IDT) fait partie du secteur Industrie. Dans cette division IDT, la sous division Mechanical Drives (MD) existe et FLENDER Graffenstaden reste une filiale à 100% de Siemens AG par l’intermédiaire de cette division. Cette intégration dans le groupe SIEMENS a permis d’obtenir plus de chances pour attirer les demandes de clients dans plusieurs domaines.

Figure 1 Organigramme de hiérarchie du groupe Siemens

1.2 FLENDER GRAFFENSTADEN

La mission de FLENDER-Graffenstaden est de proposer, concevoir, produire et maintenir des réducteurs ou multiplicateurs de vitesse destinés à l’industrie destinés au marché de l’énergie, du pétrole et du gaz dans le monde entier. Ces réducteurs composés d’engrenages, nécessitent une qualité de réalisation irréprochable afin d’obtenir le meilleur rendement possible. C’est pourquoi, toutes les pièces cylindriques sont usinées, rectifiées puis équilibrées pour atteindre un rendement entre 98 et 98,5%. L’entreprise FLENDER mène une politique de qualité totale assurant d’une part un nombre de rebuts très faible et une garantie pour le client que les machines fabriquées dans les ateliers FLENDER-GRAFFENSTADEN sont des machines fiables, tout en travaillant sous la norme ISO 9001. En effet, leur utilisation industrielle requiert un taux de défaillance très faible puisqu’elles font partie intégrante d’un ensemble de production de courant électrique, composé d’une turbine, d’un réducteur et d’un alternateur fonctionnant sans interruption durant des années. Les produits que la société fabrique ont une très grande puissance jusqu’à 90MW et une grande dimension des rotors ayant un diamètre extérieur jusqu’à 2m.

1.2.1 Historique

L’origine de la société FLENDER-GRAFFENSTADEN remonte au XIXème siècle dans une forge utilisant la force hydraulique d'un ancien moulin. Depuis le milieu de ce siècle, le site d’Illkirch est spécialisé dans

SIEMENS AG

Energy Industry Healthcare

Mechanical Drives Inside e-Car Large Drives Motion Control

Systems

Industry

Solutions

Industry

Automation

Building

Technlogies Osram Mobility

Drive

Technologies

Flender

Graffenstaden

SAS

Siemens Geared

Motors GmbH,

Tubingen

Flender Guss

GmbH

Wittgensdorf

Flender

Industriegetriebe

Penig GmbH

Winergy AG

Friendrichsfeld

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la construction de produits à dominantes mécaniques. 1837 : Restauration de l'horloge astronomique de la Cathédrale de Strasbourg. Cette restauration

marque la fondation des "Etablissements Mécaniques de Strasbourg" dont le développement allait conduire à l'usine actuelle.

1872 : Création de la Société Alsacienne de Constructions Mécaniques. (SACM) 1900 : L'usine créée sa propre fonderie. La SACM rentre dans le rang des plus importants groupes

industriels européens. 1945 : Création du département « engrenages. » en plus des machines-outils. Elle concentre

désormais son énergie sur la fabrication de machines-outils, de locotracteurs diesels, d'engrenages de précision. Cette année est le point de départ du développement d'un des départements de la SCAM dans le domaine de l'énergie nucléaire et de la télécommunication. Ce département se séparera de la société mère pour donner la "Société Alsacienne de Construction Atomiques, de Télécommunications et d'Electronique" (Société ALCATEL).

1949 : Démarrage de la conception et de la fabrication de réducteurs et multiplicateurs de vitesse destinés à l'équipement de turbomachines de grande vitesse et de grande puissance telles que les turbines à gaz et à vapeur, les compresseurs centrifuges et axiaux, les pompes alimentaires de chaudières...

1975 : L'usine de Graffenstaden change de raison sociale et passe sous la direction d'ALCATEL. 1984 : Dénomination de l’usine au nom de GRAFFENSTADEN-ENGRENAGES. 1988 : Création du holding international FLENDER-GRAFFENSTADEN et association avec FLENDER. 1993 : FLENDER-GRAFFENSTADEN devient filiale de FLENDER. 2003 : FLENDER-GRAFFENSTADEN se transforme en Société par Actions Simplifiée. 2005 : Le groupe FLENDER est racheté par SIEMENS et devient une filiale de la branche SIEMENS

A&D. Ce qui permet à présent à SIEMENS de proposer une ligne mécanique complète de la turbine à l’alternateur.

Figure 2 Résumé de l’historique du groupe FLENDER

1.2.2 Site de FLENDER GRAFFENSTADEN

L’entreprise FLENDER-GRAFFENSTADEN est située à Illkirch-Graffenstaden, à 8 Km au sud de Strasbourg et à un quart d’heure en voiture de l’aéroport international d’ENTZHEIM. Grâce à sa localisation, FLENDER GRAFFENSTADEN est le maître dans l’intégralité de la chaîne de la valeur ajoutée de l’offre à la livraison. Le site de FLENDER-GRAFFENSTADEN est décomposé comme suivant :

1_Accueil-comptabilité 2_Achat-Ressource Humaine 3_Montage1 4_Montage2 5_Fabrication 6_Traitement thermique 7_Banc de test 8_Expédition 9_Service général

Figure 3 Implantation de FLENDER-GRAFFENSTADEN

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1.2.3 Marché

La figure ci-dessous montre que le chiffre d’affaire de l’entreprise FLENDER ne cesse pas d’augmenter au cours des 25 dernières années parce que les marchés de l’énergie et de la pétrochimie ont connu une forte croissance grâce à l’augmentation de la démographie et à une diminution du domaine nucléaire remplacé par les solutions éoliennes, gazeuses etc. que FLENDER GRAFFENSTADEN en traite.

Figure 4 Chiffre d’affaire de FLENDER

1.2.4 Clientèle

FLENDER est situé partout dans le monde. Grâce à sa localisation internationale, un nombre important de clients est attaché par cette société. Parmi les nombreux clients, les plus importants sont General Electric et SIEMENS, Dresser Rand, Man Turbo Cryostar et Alstom. Depuis environ deux ans, les marchés indiens et chinois donnent un point remarquable avec une forte progression de la demande.

1.2.5 Ressources humaines

L’entreprise FLENDER a une politique salariale qui repose sur le savoir-faire et la formation. En plus, elle n’hésite pas à intégrer des jeunes aux seins de ses services, de l’apprenti à la personne préparant un diplôme d’ingénieur. Cette année, 370 salariés qui sont répartis dans tous les secteurs travaillent chez FLENDER-GRAFFENSTADEN.

Figure 5 Répartition des employés

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II. Présentation générale des produits fabriqués

2.1 Deux principaux domaines

Les produits de FLENDER-GRAFFENSATDEN sont généralement utilisés dans les deux domaines suivant : « Oil and Gas » et « Power Generation ». Dans le cas de « Oil and Gas », les produits de FLENDER comme multiplicateur de vitesse sont utilisés pour transmettre la puissance à un compresseur ou une pompe et dans le cas de « Power Generation » les produits comme réducteurs sont utilisés pour transmettre la puissance à un générateur.

Figure 6“Power Generation” Figure 7“Oil and Gas” (LPST: Low Pressure Steam Pressure, HPST: High Pressure Steam Pressure)

2.2 Présentation des produits 2.2.1 Les engrenages

Les engrenages à axes parallèles se divisent en deux types d’appareils suivants :

LES TX-TRE-TRL

Ces appareils comportent des trains d’engrenages à axes parallèles horizontaux ou verticaux dont les dentures peuvent être à chevron, à simple hélice, avec ou sans collet, de butée. Ces applications sont souvent utilisées dans les domaines suivants avec une transmission de puissance de 200KW à 90MW.

DOMAINES FONCTIONS

TURBINE à GAZ, alternateur Production d’électricité

TURBINE à VAPEUR, alternateur Production d’électricité

TURBINE à GAZ, compresseur ou booster Plate-forme offshore ou on shore de pétrole, pipeline

MOTEUR électrique, compresseur Raffinerie, exploitation chimique

Tableau 1 Les diverses applications

Figure 8 La désignation de machines TX-TRE-TRL

Les intégrés

Les intégrés sont des appareils avec trains d’engrenages à axes parallèles, horizontaux ou verticaux dont les dentures peuvent être à chevron, à simple hélice, avec ou sans collet. En général, intégré peut être équipé de 1 à 4 pignons. Le domaine d’application est principalement le compresseur à gaz, air, oxygène etc. avec une puissance jusqu’à 30 MW. Ce type d’appareil s’écrit sous la forme suivante :

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Emetteur

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Récepteur

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Figure 9 La désignation de machines de type « INTEGRE »

2.2.2 Les boîtes auxiliaires

Les boîtes auxiliaires permettent d’entraîner à diverses vitesses des auxiliaires, tels que Pompe à eau, Pompe à fuel ou à gaz, Compresseur d’air, Pompe à huile haute pression. Elles sont entraînées par des turbines.

2.3 Processus de fabrication de produit Le processus de fabrication de produit se divise en plusieurs sous parties :

RECEPTION DES PIECES BRUTES

La fabrication à l’entreprise FLENDER commence par la réception des pièces brutes par différents fournisseurs. Selon les dimensions des pièces, nous pouvons distinguer en deux cas : Une pièce brute sous forme d’une barre et une pièce brute à partir de forge. Dans le deuxième cas, FLENDER commande une pièce chez un fournisseur et le délai d’approvisionnement de la pièce est l’environ trois mois. Deux semaines avant la réception de la pièce, le département Méthodes commence à concevoir une gamme de fabrication.

TOURNAGE-EBAUCHE Les étapes suivantes de la fabrication sont un Tournage-Ebauche pour les roues et les pignons. Le tournage permet de donner aux pièces une première ébauche pour pouvoir palier aux déformations après le traitement thermique.

TAILLAGE Un taillage est une étape qui consiste à « tailler » la pièce pour réaliser les dentures des pignons et des roues. Il se fait à l’aide d’une « fraise-mère » sur une machine que l’on appelle « tailleuse ». La fraise-mère est un outil de forme et FLENDER a plusieurs types de fraises-mères pour chaque différent type de dentures. Le taillage est réalisé toujours avec une surépaisseur sur chaque flanc de dent afin de retoucher la pièce lors de la production de déformations liées au traitement thermique.

Figure 10 Tournage et Figure 11 Fraise mère

TRAITEMENT THERMIQUE Une fois que les pièces sont taillées, on passe à l’étape suivante Traitement thermique afin d’améliorer certaines propriétés : - La résistance à l’usure - La résistance à la traction - La ténacité - La limite de fatigue

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Remarque : On sélectionne certaines zones de la pièce qui sont recouvertes d’une peinture anti- cémentation selon des indications du plan. Les différentes étapes de traitement thermique sont les suivantes pour ces pièces : - Cémentation : qui permet d’enrichir la surface de la pièce en carbone par augmentation

de température - Trempe : en bain d’huile - Revenu : pour libérer les tensions suite à la trempe - Grenaillage : technique consistant à projeter à forte vitesse de la grenaille sur la surface

de la pièce pour améliorer l’aspect. Il s’agit d’une technique équivalente au sablage.

Figure 12 Traitement thermique

TOURNAGE-FINITION A l’issue d’un traitement thermique, on passe à l’étape suivante « Tournage-Finition » afin de corriger les déformations cylindriques dues au traitement thermique et d’usiner les surépaisseurs présentes avant le traitement thermique. En plus, cette étape permet de préparer la surface grenaillée pour effectuer le contrôle Ultrason.

RECTIFICATION CYLINDRIQUE Il s’agit d’un usinage des soies de paliers et de la piste de RUNOUT en enlevant environ 5µm. (Voir figure ci-dessous)

Figure 13 Plan de détail de l’arbre de roue (105774/1)

DENTURE/CND(Contrôle Non Destructif) Il consiste à tailler les dentures pour rendre une forme plus performante. Puis les pièces passent à l’étape suivante : contrôle non destructif permettant de vérifier l’état des dents sous UV.

ESSAI DE « RUNOUT » Comme la partie tournante dans un réducteur ou un multiplicateur tourne à très haute vitesse de rotation, l’essai de RUNOUT permet de contrôler l’instabilité de cette partie

Soie de

palier

RUNOUT

Soie de

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tournante au cours de son fonctionnement. Cet essai se fait sur la piste rectifiée avec des tolérances de battement très strictes pour mesurer les vibratoires au cours du fonctionnement à l’aide de deux capteurs, mécanique et électrique. Cette partie étant l’un des sujets principaux de mon PFE sera développée dans la partie

théorique

Figure 14 Machine de RUNOUT

EQUILIBRAGE Le principe de l'équilibrage consiste à procéder à des déséquilibrages contrôlées de la masse du rotor à l’aide de l’enlèvement de matière chez FLENDER GRAFFENSTADEN.

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CHAPITRE 2 LE RUNOUT

Détermination de l’origine des défauts mécaniques et

électriques des rotors

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I. INTRODUCTION

Chaque produit fabriqué par FLENDER Graffenstaden est contrôlé en permanence avant d’être envoyé chez ses clients. Parmi ces contrôles, un essai spécial que l’on appelle RUNOUT permet de contrôler l’instabilité de la partie tournante au cours de son fonctionnement. Il s’agit de deux mesures, une avec un capteur à courant de Foucault et l’autre avec un capteur mécanique. Le capteur à courant de Foucault relève à tout instant la distance entre le capteur et le rotor afin de donner un RUNOUT électrique et le capteur mécanique suit le trajet circonférentiel du rotor au cours de l’essai pour donner un RUNOUT mécanique. Les deux capteurs toujours couplés sont positionnés en général sur une surface circulaire du rotor que l’on appelle ‘Piste’ définie par le bureau d’études. Théoriquement, la mesure effectuée est influencée par deux facteurs suivants :

Un défaut mécanique du rotor provenant du défaut de circularité, faux rond... (Défaut mécanique)

Un défaut électrique provenant de la matière, du magnétisme résiduelle, de la dureté, des contraintes surfaciques... (Défaut électrique)

La valeur affichée après chaque test est appelée Runout Total qui est théoriquement la somme de deux défauts, c’est à dire défauts mécaniques et défauts électriques.

Runout Mécanique (μm) + Runout Electrique (μm) = Runout Total (μm) D’après les normes internationales de fabrication des engrenages (API613), la valeur de RUNOUT Total à respecter vaut généralement de 6.5µm ou 10µm selon le diamètre du rotor défini par le bureau d’étude. Or, les valeurs (surtout au niveau des défauts électriques) relevées par FLENDER-GRAFFENSTADEN peuvent varier et dépasser très largement cette tolérance dans certains cas. Dans ce cas, nous suivons généralement les étapes du diagramme ci-dessous afin de trouver une solution adaptée à ce problème.

Figure 15 Description pour le contrôle de la piste RUNOUT

Si nous nous plaçons tout en bas du diagramme avec ‘retouche manuel’ entourée, il nous faut absolument trouver une solution pour améliorer les résultats de Runout de la pièce. Malgré la retouche manuelle ou l’enlèvement de l’épaisseur, si la pièce n’est toujours pas dans la tolérance de RUNOUT à respecter, la pièce sera rebutée, ce qui entraînera une perte économique.

CH

APIT

RE 2

LE

RUN

OUT

16


Dans notre cas d’étude, nous nous concentrons sur les défauts électriques et nous étudions un cas particulier (pièce provenant de l’entreprise GR) parmi toutes ces sortes de pièces rebutées de cette manière et nous essayons de prouver l’origine de ce problème.

L’objectif de ce projet de fin d’étude consiste donc à déterminer l’origine des défauts mécaniques et surtout des défauts électriques de cette pièce lors d’un essai de Runout. Comme le sujet a déjà été traité pendant mon projet de recherche technologique, d’après l’étude statistique effectuée pendant le PRT, on a constaté que le problème de la matière première était un cas le plus probable parmi les différentes hypothèses.

II. Analyse de l’existant

2.1 Définition de RUNOUT

Un pignon ou un arbre de roue monté dans un réducteur ou un multiplicateur tourne à très haute vitesse de rotation. C’est pourquoi les clients de FLENDER veulent effectuer un contrôle de l’instabilité de cet arbre de roue au cours de son fonctionnement. Le RUNOUT est donc un essai qui nous permet de confirmer la stabilité de cette pièce. En effet, le RUNOUT se divise en deux types de défauts : défauts mécaniques et électriques d’une pièce. Concernant le défaut mécanique, il s’agit d’une mesure de déviation de la circularité d’un arbre par rapport à sa circularité parfaite à l’aide d’un capteur mécanique qui sera développé plus loin.

Figure 16 Schéma expliquant le défaut mécanique

Voici un schéma [27] expliquant sur le fonctionnement de RUNOUT mécanique. Une pièce ovale sur laquelle le capteur mécanique se positionne tourne sur les vés de la machine de RUNOUT. On constate qu’à 0°, comme le capteur touche le sommet de la forme ovale de la pièce, la valeur de RUNOUT mécanique correspondante à ce point est minimale. Par contre, à 90°, comme le capteur touche un point où la circularité réelle se coïncide avec celle parfaite, on obtient une valeur de RUNOUT mécanique maximale et ainsi de suite. Une pièce possédant un faux rond donne donc un signal sinusoïdal (tracé en bleu) comme un défaut mécanique. En grattant avec un papier abrasif ou en rectifiant à nouveau, il est souvent possible de minimiser cet écart entre la valeur maximale de Runout mécanique et la valeur minimale de Runout mécanique afin d’obtenir une valeur de Runout mécanique la plus petite possible. A propos du défaut électrique, il s’agit d’une mesure de la variation des propriétés électriques d’un arbre à l’aide d’un capteur à courant Foucault. Le signal du capteur à courant Foucault varie en fonction de l’écart entre le capteur et la circularité du rotor. Mais il est aussi influencé par la conductivité électrique et la perméabilité magnétique du matériau concerné. Cela nous permet de dire que les deux différents matériaux, par exemple l’acier et l’aluminium, qui se positionnent avec le même écart par rapport au capteur à courant Foucault,

Runout méca maxi

Runout méca mini

Vé de RUNOUT

CH

APIT

RE 2

LE

RUN

OUT

17


peuvent nous donner des différents résultats à la sortie à cause de leurs différentes propriétés électriques. Les Runout électriques sont généralement caractérisés par une forme d’onde bruyante avec plusieurs pics. Nous parlons souvent d’un Runout total qui est théoriquement la somme des deux types de défauts.

2.2 Norme spécifique : American Petroleum Institute 613

Comment peut-on dire que l’essai de Runout est fini et que le produit en cours de l’essai de Runout peut être envoyé à l’étape suivante ? Pour répondre à cette question, une norme spéciale que l’on appelle American Petroleum Institute(API) 613 définit une tolérance que l’entreprise doit respecter. L’American Petroleum Institute (API) est un organisme de normalisation qui est présente aux Etats-

Unis. Celle-ci regroupe les industriels américains du gaz et du pétrole. L'institut se prononce sur des questions comme l'exploitation de gisements minéraux, la consommation de pétrole, les taxes, le commerce, l'environnement et la sécurité. Mais un domaine important est l'élaboration de directives et normes techniques. De plus, l'influence de l'API va au-delà des États-Unis. Les techniques émises par l'API sont relativement complexes et exigeantes. Les techniques seront élaborées non par des institutions indépendantes, mais par des spécialistes des entreprises industrielles de l'association. D'autres techniques traitent de la conception des machines, des navires de transport du pétrole, de la maintenance des équipements et la mise en œuvre des dispositifs de sécurité. Concernant l’essai de Runout, l’entreprise FLENDER-GRAFFENSTADEN doit respecter la norme API 613. Cette norme contient plusieurs pages dont seuls les points importants seront détaillés par la suite.[25]

La valeur de Runout total ne doit pas dépasser 6.5µm ou 10µm.

Si Øpalier < 305mm alors la tolérance est de 6.5µm.

Si Øpalier >305mm alors la tolérance est de 10µm.

La valeur de magnétisme résiduel doit être inférieure à 5 Gauss, ce qui correspond à 5x10^-4

Tesla. En général, la mesure du magnétisme résiduel se fait par un appareil de magnétisme qui

donne une valeur en A/m.

2.3 Méthode de mesure de RUNOUT

Figure 17 Deux capteurs de RUNOUT

La figure ci-dessus montre la disposition des capteurs pour le test de Runout. Les deux capteurs

Capteur

mécanique, LVDT

Capteur à courant

Foucault

Arbre de roue

CH

APIT

RE 2

LE

RUN

OUT

18


utilisés sont un capteur mécanique(en général un capteur LVDT) et un capteur à courant Foucault.

LVDT, Linear Variable Differential Transformer, est un capteur électrique passif de déplacements linéaires. Il est constitué d’un transformateur ayant trois bobines de formes cylindriques et coaxiales (Un primaire et deux secondaires) et d’un noyau ferromagnétique qui coulisse dans l’axe du cylindre. Ce capteur est toujours en contact avec la surface du rotor. Comme le rotor qui se positionne sur le V-block, est en rotation, le capteur suit le trajet en donnant le profil mécanique réel de la circonférence du rotor.

Le capteur à courant Foucault : Le principe de mesure à courants de Foucault est utilisé lors de mesures effectuées sur des matériaux électriquement conductibles présentant aussi bien des propriétés ferromagnétiques que non-ferromagnétiques. Une bobine scellée dans le boîtier du capteur est parcourue par un courant alternatif à haute fréquence. Le champ électromagnétique de la bobine induit des courants de Foucault dans l'objet à mesurer conductible, ce qui modifie la résistance de courant alternatif obtenue de la bobine. Cette variation d'impédance délivre un signal électrique proportionnel à la distance qui sépare l'objet à mesurer de la bobine du capteur. Les capteurs à courants de Foucault mesurent sans contact et sans usure les distances les séparant d'objets métalliques. Par définition, la différence entre la sortie de LVDT et celle du capteur à courant Foucault donne le niveau de Runout électrique du capteur à courant Foucault. Ce principe s’écrit par l’équation suivante :

(Signal du Capteur à courant Foucault) - (Signal de LVDT)

= (Runout Mécanique + Runout Electrique)-(Runout Mécanique)

= Runout Electrique

2.4 Origine des différents types de défauts

2.4.1 Défauts mécaniques

Plusieurs sources de défauts mécaniques de Runout existent. [26] et [27]

Procédés d’usinage : - Il est particulièrement problématique lorsqu’on utilise une machine de rectification. Si une pièce avec une forme ovale est montée sur une machine, un problème géométrique

peut éventuellement se produire (décentrage de la pièce). S’il y a une variation de dureté dans la pièce, cela produira aussi une géométrie ovale donc

un défaut mécanique. - Ensuite, le choix de l’outil et les conditions de coupe sont importants pour tous les procédés

d’usinage y compris la vitesse d’avance de l’outil qui influence beaucoup le résultat de procédé d’usinage.

Les irrégularités ou les imperfections de la surface : La présence des imperfections ou des irrégularités de la surface se traduira par un changement des résultats au niveau des essais de Runout. Des rayures, des bosses, des bavures etc. font partis des imperfections. Le moindre choc pendant la manutention et des rayures peuvent aussi être un facteur lié au défaut mécanique. En général, les irrégularités de la surface sont créées à cause de la mauvaise manipulation du rotor au cours du cycle de fabrication.

La courbure de la pièce sous son propre poids (force de gravité) La courbure de la pièce se produit lorsqu’un pignon avec des grandes roues montées est posé sur les deux supports du type V lors d’un essai de RUNOUT.

http://www.micro-epsilon.fr/glossar/Ferro.html

http://www.micro-epsilon.fr/glossar/Sensor.html



CH

APIT

RE 2

LE

RUN

OUT

19


2.4.2 Défauts électriques

Concernant les défauts électriques de Runout, nous pouvons nous baser sur plusieurs types de défauts : [26] et [27]

Métallurgie La composition chimique d’un matériau est fondamentale pour ses propriétés électriques et magnétiques. La pureté du matériau peut donc affecter le résultat des essais Runout. En général, les matériaux non ferreux, par exemple cuivre et aluminium, ne présentent pas de problème au niveau de Runout électrique. Au contraire, le matériau comme l’acier pose problème de Runout électrique. Le choix d’un matériau n’est donc pas simple. En plus, les ingénieurs sont souvent confrontés à de multiples critères et compromis inévitables.

Traitement thermique Le but du traitement thermique est de modifier la structure du cristal d’un matériau afin d’améliorer ses propriétés mécaniques, par exemple, la ténacité et la dureté. La trempe peut générer des duretés non homogènes sur les pièces et donc jouer sur les valeurs de Runout électrique

Magnétisme Le magnétisme résiduel dans l’arbre peut être un facteur qui fait varier le résultat de la mesure du capteur à courant Foucault. Afin de diminuer la valeur du magnétisme résiduel, une étape appelée « Démagnétisation » sera utilisée.

Rectification Une montée rapide à haute température de la surface de matériau, par exemple une brûlure de rectification, peut générer une augmentation ou diminution locale de la dureté donc de Runout.

Choc Il est possible d’avoir un choc sur la pièce au cours des étapes intermédiaires de fabrication. Les dommages externes peuvent être retirés par des étapes ultérieures telles que l’usinage ou la rectification etc. Par contre, le choc peut donner un effet grave en profondeur à l’intérieur de l’arbre en modifiant la structure cristalline. Il est donc important de manipuler attentivement l’arbre au cours de toutes les étapes du processus.

Forgeage Le procédé de forgeage est aussi facteur du défaut électrique de RUNOUT. Il consiste à former un lingot sous forme d’un arbre de roue à l’aide d’énormes marteaux hydrauliques et presses. Pendant ce procédé de forgeage, le matériau choisi s’écoule dans la moule sous forme d’un arbre de roue et on obtient une structure de grain autour de la zone où il y a eu l’écoulement du matériau. La structure du grain non homogène peut entraîner des faux-rond électriques de RUNOUT.

Contraintes surfaciques non homogènes Suite à un traitement thermique, les produits obtiennent des contraintes surfaciques qui créent un changement au niveau de la structure cristallin et des propriétés magnétiques des matériaux. Ce changement peut entraîner d’une déformation de la pièce donc induire des faux ronds.

2.5 Différentes méthodes d’atténuation de ces défauts

Comment doit-on faire pour diminuer les valeurs électriques de Runout en cas de valeurs excessives? Pour résoudre ce problème, nous allons proposer quelques solutions utilisées couramment dans l’industrie.

Démagnétisation La démagnétisation est l’annulation de l’induction magnétique au sein d’un matériau. Car, même une quantité très faible du magnétisme résiduel peut conduire à augmenter la valeur électrique de Runout.

CH

APIT

RE 2

LE

RUN

OUT

20


Diamantage

Cette méthode est recommandée par l’API selon les cas et a un taux élevé de réussite pour réduire la valeur des défauts électriques dans la tolérance donnée par API. Le diamantage est une technique de lissage de la surface de l’arbre à l’aide d’une pointe diamantée et arrondie qui est montée sur un tour. La pointe diamantée est poussée contre la surface de l’arbre en rotation par un ressort monté dans l’outil. Ce processus modifie mécaniquement la structure cristalline de la surface de l’arbre par déformation plastique. La figure ci-dessous montre un changement de la rugosité de la surface après avoir effectué le traitement avec un outil de diamantage(Figure 18 a). Nous observons que ce traitement n’enlève pas de la matière mais écrase les pics de la surface afin d’avoir un état de surface plus lisse qu’avant le traitement. Un opérateur qualifié peut donc utiliser cette méthode pour diminuer les défauts électriques de Runout.

Figure 18 a)Outil de diamantage et b) Résultat attendu après diamantage [21] et [22]

Figure 19 Méthode de diamantage [21] et [22]

Pourtant, le problème de diamantage existe : le traitement qui a été réussi à baisser la valeur de Runout électrique ne garantit pas forcément un succès en faisant le même type de traitement la fois prochaine.

Réglage au niveau de la distance entre le capteur et la surface du rotor

Cette méthode est simple et utilisable avant tout si l’opérateur trouve des problèmes au niveau des valeurs électrique de Runout. Comme le capteur à courant Foucault n’est pas en contact avec la surface du rotor, en diminuant la distance entre le capteur et la surface du rotor, il se peut que la valeur électrique de Runout soit changée. Mais il faut faire attention que la sonde ne touche pas la surface extérieure du rotor au cours de l’essai Runout.

Enlèvement de matière

Il s’agit d’une étape consistant à enlever la matière de la surface défectueuse de la pièce par tournage et rectification. En général, on utilise cette méthode lorsqu’une épaisseur de profondeur à enlever est inférieure à 0.5mm. Après avoir étudié tous ces facteurs influençables sur RUNOUT, on peut en déduire les différents types des essais que l’on expliquera dans la partie suivante.

CH

APIT

RE 2

LE

RUN

OUT

21


III. Méthodes expérimentales/Produits concernés

3.1 Matériau-Critères de choix

L’étude statistique a été déjà effectuée pendant le Projet de Recherche Technologique (PRT) (Voir les tableaux en annexe). Cette étude statistique est basée sur les paramètres suivants :

Numéro d’ANC (Avis de Non-Conformité)

Numéro de marquage (unique pour chaque pièce)

Fournisseurs (GR, FO, ME, MO, FR)

Machine de rectification (Naxos, Dano3V, Tacchi, SA6U)

Type de la matière première (Barre ou Forge)

Suivi d’un traitement thermique ou pas/stabilisation

Numéro de coulée donné par des fournisseurs

Matière de la pièce (18CrNiMo7-6, 42CD4 ...)

Après avoir trié les informations prises par le logiciel SAP (logiciel utilisé par la société en interne), l’un des paramètres le plus important pour déterminer l’origine du problème de RUNOUT était le numéro de coulée. Ce numéro de coulée donné par chaque fournisseur permet de vérifier s’il y a des numéros de coulée identiques qui produisent de façon répétitive les problèmes liés au niveau de RUNOUT. Dans le cas de l’entreprise GR, ayant des problèmes seulement avec des matières premières du type « Barre », elle possède trois différents numéros de coulée qui donnent des pièces défectueuses à la fin. Le fait d’avoir plusieurs fois le même numéro de coulée qui pose des problèmes au niveau de Runout nous laisse supposer un problème de matière. Pour notre étude sur RUNOUT, nous avons décidé de prendre le même matériau que celui de l’entreprise GR qui est composé de 42CD4 en AFNOR (42CrMo4).

3.2 Manipulations prévues

3.2.1 Préparation des échantillons

Nous avons choisi une barre provenant de l’entreprise GR ayant le numéro de marquage 105774. (Le

numéro de marquage permet de trouver facilement l’état de la pièce sur le logiciel interne SAP, il est

utilisé comme référence de la pièce.) Cette barre a été choisie en tant que nos échantillons parce que

plusieurs pièces ayant le problème de Runout ont les mêmes numéros de coulée que celui de cette

barre. En plus, il restait encore cette barre avec une longueur suffisante pour effectuer des essais.

D’après l’étude statistique effectuée pendant le projet de recherche technologique, le fait d’avoir

plusieurs fois le même numéro de coulée ayant le problème de Runout nous a laissé supposer un

problème de matière première. Afin de réaliser les différents types des essais définis au-dessus, la

barre de GR a été découpée en quatre morceaux en les nommant par les numéros de marquage

suivants : 105774/5, 105774/6, 105774/7, 105774/8. Le diagramme en dessous montre les

différentes premières sous étapes des essais pour chaque numéro de marquage.

Figure 20 Découpe de la barre brute de GR (105774)

CH

APIT

RE 2

LE

RUN

OUT

22


Figure 21 Diagramme montrant différentes sous étapes pour divers numéro de marquage

Parmi ces quatre pièces, une pièce avec 105774/5 est considérée comme une pièce de témoin. Cette partie sera utilisée lors des essais microscopiques et macroscopiques y compris les essais de dureté. Puis les trois autres pièces ont été centrées au poste de sciage et les surfaces extérieures ont été tournées. (Blanchir : enlever la surface minimum possible pour avoir un bon état surfacique). Pour les deux pièces 105774/6 et 105774/7 ont été tournées afin d’avoir une forme « escalier». (Voir la figure ci-dessous) Cette forme d’escalier nous permet d’effectuer les essais de RUNOUT sur les différents diamètres : Ø60, Ø100, Ø200, Ø300. Puis concernant la pièce 105774/8, elle a été tournée en donnant les deux diamètres extérieurs Ø300 et Ø200.

Pour les pièces 105774/6, 105774/7, 105774/8

Figure 22 Pièces sous forme « escalier »

Figure 23 Pièce 105774/8

La figure ci-dessous montre les différentes positions où on va effectuer des essais de Runout. Les différents numéros représentent les endroits où on mettra réellement les deux capteurs de Runout.

CH

APIT

RE 2

LE

RUN

OUT

23


Figure 24 Mise en position des capteurs sur plusieurs différents endroits

Pour la pièce 105774/5 (pièce brute)

La matière première de la pièce de l’entreprisse GR ayant un numéro de marquage 105774/5 a été découpée en plusieurs petits morceaux. Les numérotations sont marquées sur la figure ci-dessous. Cette façon de découpage permettra d’analyser les états surfaciques selon les différents diamètres de la barre dans tous les sens possibles.

Figure 25Vue d’en face de la pièce brute 105774/5 de GR

Avant de réaliser les essais macroscopiques des morceaux découpés, chaque sous partie des morceaux doit être suivie d’une étape de préparation. Cette étape contient :

Polissage avec différentes tailles du papier abrasif (80, 180, 320, 600,1200 : plus le numéro est grand, plus la taille des grains du papier est petite) Donc, nous commençons par le chiffre le plus petit. Dans le cas de l’essai microscopique, le polissage va jusqu’à 3µm passant par 6µm.

Rinçage avec éthanol Attaque à Nital ayant 3% HNO3 dans 100ml d’éthanol permettant de faire apparaitre les

lignes de fibrages, la taille des grains etc. Rinçage avec éthanol et séchage

CH

APIT

RE 2

LE

RUN

OUT

24


3.2.2 Choix des essais à réaliser

Nous avons décidé de faire les différents types des essais afin de chercher l’origine des défauts liés au

RUNOUT.

Figure 26 Diagramme du choix des essais à réaliser

3.2.3 Moyens d’analyses

3.2.3.1 Machine REUTLINGER (n°1)

Il s’agit d’une première machine de RUNOUT, fabriquée par l’entreprise REUTLINGER en 1996 sous type de RPST. Le diamètre maximal des soies que l’on peut utiliser est limité à 400mm et le diamètre maximal de la pièce va jusqu’à 2500mm avec un poids maximal de 8000Kg. Les pièces que l’on utilise sur cette machine est plutôt celles de petite taille.

Figure 27 Machine de RUNOUT de l’entreprise REUTLINGER (n°1)

3.2.3.2 Machine HOFMANN (n°2)

Il s’agit de la deuxième machine de RUNOUT construite en 2009 par l’entreprise HOFMANN. Le type de cette machine est de RPST24 avec le diamètre maximal acceptable jusqu’à 2500mm et une grande capacité du poids. En plus, la vitesse de mesure peut varier de 5 à 10tr/min avec une puissance de moteur d’environ 30Nm, ce qui indique un essai assez rapide. Avec cette machine, nous pouvons avoir une vision plus claire sur les résultats de Runout en séparant les trois courbes de Runout : Runout total, Runout mécanique et Runout électrique.

CH

APIT

RE 2

LE

RUN

OUT

25


Figure 28 Machine de RUNOUT de l’entreprise HOFMANN (n°2)

Capteurs Ecran

Pieds

Vé

CH

APIT

RE 2

LE

RUN

OUT

26


IV. Résultats et discussions

4.1 Validation du moyen de mesure et la méthodologie

En tout premier lieu, nous allons valider le moyen de mesure de deux machines de Runout en vérifiant la procédure de machine de Runout HOFMANN, en comparant les valeurs de Runout entre les deux machines, en réalisant les différents essais de Runout sur les différents endroits pour même diamètre de chaque pièce, en réalisant l’essai de Runout sur les pièces conformes etc.

4.1.1 Procédure d’utilisation de machine Runout de HOFMANN

Régler d’abord la distance et la hauteur des pieds de machine selon la longueur et le diamètre de pièce.

Mettre les cales sur les Vés de machine selon le diamètre des soies de pièces. Poser la pièce à contrôler sur les Vés de machines en la serrant par un entraineur choisi

selon la taille de pièces. Mettre les deux couples de capteurs mécanique et électrique en les réglant à zéro sur l’écran

et enregistrer le réglage en tapant le bouton « Save all» sur l’écran. Entrer des données nécessaires sur l’écran tactile de la machine (nom de l’opérateur,

numéro de marquage, commentaires etc.) Mettre quelques gouttes de lubrifiant sur les zones de la pièce afin de diminuer le

frottement entre la pièce et les surfaces de cales. Lancer la mesure en appuyant sur le bouton ‘Mesure’. Trois mesures seront prises et la

moyenne de ces trois valeurs donne chaque valeur finale de Runout. Observer la courbe tracée en temps réel sur l’écran. S’il y a un pic au niveau de la courbe de

Runout mécanique, nettoyer soigneusement avec un chiffon la surface puis relancer la mesure.

Une fois que les trois tours des essais sont terminés, Enregistrer les résultats et Imprimer les courbes RUNOUT mécanique et total. (Runout électrique, en cas de besoin)

Cette vérification de la procédure d’utilisation de machine de RUNOUT permet de confirmer que tous les techniciens réalisent l’essai de la même manière.

4.1.2 Comparaison de RUNOUT entre la machine REUTLINGER et celle HOFMANN

4.1.2.1 Essai de RUNOUT sur la machine REUTLINGER

Tout d’abord, nous avons effectué un premier essai de Runout pour les trois pièces de GR sur la machine REUTLINGER dans le but de trouver une zone où le défaut électrique existe. En comparant la valeur de RUNOUT électrique qui est un critère primordial permettant de nous diriger vers la zone de présence d’un défaut, nous avons pensé que cela nous aidera de faire la découpe des pièces en plusieurs petits morceaux pour les essais microscopiques et macroscopiques sur les zones de défaut. Malheureusement, après cet essai de Runout, nous n’avons pas pu définir une zone où on devra effectuer la découpe en petits morceaux pour les prochains essais car l’interprétation des courbes obtenues sur la machine REUTLINGER était difficile à cause de non cohérence des allures par exemple trop d’oscillations des courbes sans cohérence selon les diamètres et les types. La figure ci-dessous montre cette difficulté de l’interprétation des courbes avec plusieurs oscillations non homogènes.

105774/6 Avant la rectification sur RUNOUT N°1

Φ60 Φ100 Φ200 Φ300 Runout total (µm) 11.4 22.5 17.2 23.7 Runout méca(µm) 19.6 14.3 14.8 15.9

Tableau 2 Valeur de Runout avant la rectification sur 105774/6

CH

APIT

RE 2

LE

RUN

OUT

27


Figure 29 Runout électrique mesuré sur la machine REUTLINGER avant rectification pour 105774/6

4.1.2.2 Décision de la rectification pour 105774/6

Comme toutes les pièces n’étaient pas rectifiées, nous avons décidé de rectifier la pièce 105774/6 pour observer l’influence de la rectification cylindrique sur Runout. Cette étape permettra d’analyser plus facilement les résultats de RUNOUT électrique parce que l’objectif de la rectification est de diminuer les valeurs de RUNOUT mécanique grâce à l’enlèvement des surfaces imparfaitement circulaires. Comme dit par la théorie, après la rectification, la pièce a obtenu un résultat correct au niveau de RUNOUT mécanique : Une allure plus homogène tout au long de la circularité de la pièce mais la valeur du RUNOUT électrique n’est toujours pas dans la tolérance. En plus, nous constatons que la fluctuation verticale après la rectification au niveau du Runout électrique est plus variable qu’avant la rectification. Cela résulte de l’amélioration au niveau de Runout mécanique car, la valeur de Runout total reste constante entre les deux essais et la somme de Runout électrique et mécanique donne un Runout Total. Toujours dans le même cas, la plupart des allures de Runout électrique se ressemble beaucoup avant et après la rectification avec la présence d’un petit décalage horizontal et vertical. Par contre, concernant le diamètre 300, nous observons l’apparition d’un grand pic entre 135° et 190° après la rectification dont l’origine pourrait être supposée d’un problème de matière.

Figure 30 Runout électrique mesuré sur la machine REUTLINGER après rectification pour 105774/6

105774/6 Après la rectification sur RUNOUT N°1

Φ60 Φ100 Φ200 Φ300 Runout total (µm) 35.7 31.6 18.3 35.7 Runout méca(µm) 4.8 4.9 4.6 3.8

Tableau 3 Valeur de Runout après la rectification sur 105774/6

On constate que les valeurs de Runout mécanique ont été diminuées après la rectification de la pièce alors que celles de RUNOUT totales ont été augmentées donc celles de RUNOUT électriques ont été aussi augmentées. Les allures des courbes de RUNOUT mécanique de cette pièce avant et après la rectification ont été tracées en annexe.

4.1.2.3 Essai de RUNOUT sur la machine HOFMANN

Nous avons aussi décidé d’effectuer un essai de RUNOUT sur la machine HOFMANN afin de confirmer la coïncidence des résultats de Runout entre les deux machines. Afin de comparer les résultats plus

RUNOUT Electrique

pour 105774/6

-30

-25

-20

-15

-10

-5

0

5

10

15

20

25

30

0 25 50 75 100 125 150 175 200 225 250 275 300 325 350 105774/6_ diam60

105774/6_diam100

105774/6_diam200

105774/6_diam300

RUNOUT Electrique

pour 105774/6

après la rectification

-30

-25

-20

-15

-10

-5

0

5

10

15

20

25

30

0 25 50 75 100 125 150 175 200 225 250 275 300 325 350 105774/6_Rect_diam60

105774/6_Rect_diam100

105774/6_Rect_diam200

105774/6_Rect_diam300

CH

APIT

RE 2

LE

RUN

OUT

28


précisément, nous avons marqué un zéro comme référence indiquant l’origine de départ de mesure. Voici les résultats de Runout électrique obtenus par la machine HOFMANN pour les trois pièces sur le même diamètre avec ou sans la rectification.

Figure 31 Relevé de RUNOUT électrique après rectification pour 105774/6 diamètre 300

Nous constatons que les résultats de chaque pièce entre les deux machines ne sont pas tout à fait identiques malgré les mêmes conditions d’essais. Concrètement, on remarque qu’un décalage vertical et horizontal a été créé entre les deux essais, ce qui ne devrait pas être présent théoriquement. Nous pouvons observer les courbes de RUNOUT électrique pour les pièces 105774/7 et 105774/8 en annexe.

105774/6 Après la rectification sur RUNOUT N°2

Φ60 Φ100 Φ200 Φ300 Runout total (µm) 32.6 29.9 16 30.1 Runout méca(µm) 3.4 4.5 5.3 3.1

Tableau 4 Valeur de Runout après la rectification sur 105774/6

4.1.2.4 Conclusion

On a constaté qu’entre les deux machines, deux allures ne se correspondent pas tout à fait à cause d’une présence d’un décalage vertical et horizontal. Il faudra donc trouver l’origine de ce décalage vertical et horizontal entre les deux machines de RUNOUT avant de commencer à chercher les zones de découpages pour les différents essais prévus.

4.1.3 Réalisation des différents essais de RUNOUT sur les différentes endroits pour un même

diamètre de chaque pièce

En réfléchissant sur l’origine de décalage horizontal et vertical entre les deux machines, nous avons eu l’idée suivant : lors de la mise en position des capteurs mécanique et électrique sur chaque pièce, nous n’avons pas fait attention de préciser les endroits où ils étaient réellement mis. Nous effectuons donc des essais de RUNOUT permettant de retrouver les positions des capteurs sur la machine HOFMANN qui ont été mises pendant l’essai sur la machine REUTLINGER. Ce type d’essais permettra non seulement de retrouver les positions de capteur mais aussi de comparer les valeurs de Runout sur le même diamètre de pièce. Les différentes positions de capteurs ont été définies dans la partie précédente.

4.1.3.1 La pièce 105774/6

On constate que les courbes ont les mêmes allures au niveau du résultat RUNOUT électrique pour les différents diamètres sauf le diamètre 60. En revanche, les trois autres courbes ayant les diamètres 100, 200 et 300 présentant les mêmes allures possèdent tout de même un décalage vertical entre les courbes. Concernant le diamètre 60, pour les positions 1 et 2, les RUNOUT électrique ont l’air similaire alors que la position 3 produit un pic sur un intervalle de [200° :250°]. Par contre, nous pouvons constater que l’allure de la position 3 est très similaire à celle après la rectification sur la machine REUTLINGER n°1 mais décalée d’un angle autour de 31°. On remarque

-30

-25

-20

-15

-10

-5

0

5

10

15

20

25

30

0 25 50 75 100 125 150 175 200 225 250 275 300 325 350

105774/6_diam300_ap rect vert

105774/6_diam300_ap rect bleu

CH

APIT

RE 2

LE

RUN

OUT

29


que cette allure similaire donne une cohérence si on compare les valeurs de Runout obtenues. Ce décalage horizontal est toujours détecté lors d’un changement d’une machine de l’une à l’autre.

Figure 32 Comparaison des allures selon les différentes positions pour la pièce 105774/6 après la rectification

105774/6 Après la rectification sur n°2 pour le Φ60

1 2 3 Machine n°1 Runout total (µm) 14.2 32.8 32.7 35.7 Runout méca(µm) 2.9 2.5 4.5 4.8 Runout élec (µm) 14 31.8 34.4

Tableau 5 Comparaison de résultat de Runout après la rectification sur 105774/6 entre les deux machines

4.1.3.2 La pièce 105774/7

A propos du diamètre 60 de la pièce 105774/7, une zone commune existe autour de [250° :280°]. Sur les autres zones de cette pièce, un grand écart au niveau des valeurs de Runout électrique existe entre les trois positions sans donner une allure similaire entre elles. A la limite, la position 1 est similaire à celle 2 pour le diamètre 60. Par contre, l’allure de la position 3 est complètement différente des deux autres et elle semble simplement à être décalée horizontalement par rapport au résultat obtenu sur la machine de Runout verte. Concernant cette même pièce pour le diamètre 300, les allures de RUNOUT électriques donnent un simple décalage vertical entre les positions 8 ,9 et 10 sauf au début de la mesure autour de 30°. En revanche, la position mesurée par la machine verte est décalée verticalement et horizontalement par rapport aux positions 8,9 et 10. Cela peut dire qu’il ne peut y avoir un décalage horizontal sur les différentes positions si l’essai a été réalisé sur la même machine. C'est-à-dire que ce type de décalage apparaît lorsqu’il y a un changement de machine.

Figure 33 RUNOUT ELECTRIQUE de diam 60 pour 105774/7 pour retrouver la position sur la machine n°2


1 2 3 Machine n°1 Runout total (µm) 21.8 12.4 18.7 19.5 Runout méca(µm) 28.6 15.2 36.3 35.8 Runout élec (µm) 24.5 21.9 26.3


-30

-25

-20

-15

-10

-5

0

5

10

15

20

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0 25 50 75 100 125 150 175 200 225 250 275 300 325 350

105774/6/ap rect/diam60/1



105774/6/ap rect/diam60

-30

-25

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-5

0

5

10

15

20

25

30

0 25 50 75 100 125 150 175 200 225 250 275 300 325 350

105774/7/diam60/1105774/7/diam60/2105774/7/diam60/3105774/7/diam60/vert

CH

APIT

RE 2

LE

RUN

OUT

30


Figure 34RUNOUT ELECTRIQUE de diam 300 pour 105774/7 pour retrouver la position sur la machine n°2


8 9 10 Machine n°1 Runout total (µm) 33.8 30.1 31.2 32.2 Runout méca(µm) 23.4 24.0 15.4 19.5 Runout élec (µm) 24.3 28.8 32.6


De même, on constate qu’il y a toujours les décalages vertical et horizontal pour la pièce 105774/8. L’allure de cette courbe pour le diamètre 300 a été tracée que l’on peut voir en annexe.

4.1.3.3 Conclusion

Nous avons observé qu’il est très important de mettre les deux capteurs mécanique et électrique au même endroit de la pièce lors d’un changement de la machine de Runout afin d’obtenir un résultat cohérent entre deux machines parce que la taille des défauts dont la pièce possède peut éventuellement être très petite. Nous avons aussi constaté qu’il y a un léger décalage horizontal lors de la comparaison des résultats entre deux machines de Runout. Comme le décalage horizontal est petit avec les mêmes allures de Runout, on suppose qu’il est intervenu lors de changement de machine au niveau de la position de départ de mesure. Par contre, il nous faudra chercher la cause de décalages verticaux pour confirmer que ce décalage n’aura pas un impact important sur l’ensemble des résultats de RUNOUT.

Nous avons un tableau récapitulatif des résultats de Runout entre les différentes positions de capteurs et les différentes pièces en annexe.

4.1.4 Essais de RUNOUT pour les pièces conformes

En comparant des pièces dont les valeurs de RUNOUT sont correctes avec nos pièces, il y aura une forte chance de trouver l’origine de décalage vertical.

4.1.4.1 TX63/2 provenant de l’entreprise ME

Nous avons choisi au hasard cette pièce TX63/2 provenant de l’entreprise ME ayant la valeur de RUNOUT dans la tolérance. Après l’essai de RUNOUT sur la machine HOFMANN, nous avons tout de même pu constater la présence de décalage vertical selon les différentes positions le long de l’arbre pour les RUNOUT électrique et mécanique mais l’ensemble des courbes reste très similaire. Les allures des courbes ont moins de variation. Or, comme nous avons effectué les essais seulement sur les surfaces diamantées à cause de manque de temps dans l’atelier ce jour, nous n’étions pas exactement dans les mêmes conditions qu’avant. Pourtant, pour cette pièce nous constatons que le diamentage a une bonne influence sur les valeurs de Runout électrique. Nous avons donc décidé de choisir une autre pièce qui est toujours dans la bonne tolérance afin d’effectuer à nouveau l’essai sur les surfaces non diamantées.

-35

-30

-25

-20

-15

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-5

0

5

10

15

20

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30

0 25 50 75 100 125 150 175 200 225 250 275 300 325 350

105774/7/diam300/8

105774/7/diam300/9

105774/7/diam300/10

105774/7/diam300/vert

CH

APIT

RE 2

LE

RUN

OUT

31


Figure 35RUNOUT ELECTRIQUE Diamètre 300 pour la pièce 103687 pour trouver l’origine de décalage vertical

Figure 36 Plan de la pièce 103687 indiquant les différentes positions des capteurs

ME 103687 (TX63/2)

RUNOUT méca

RUNOUT élect

RUNOUT total

Diam 300/1

6.9 6.7 8.6

Diam 300/2

6.9 7.2 7.9

Diam 300/3

6.2 3.7 6.3

Diam 300/4

5.9 3.7 6.6

Diam 300/5

5.7 4 8.1

Diam 300/6

6.3 4.1 8

Tableau 8 Valeurs de Runout pour ME

4.1.4.2 TX71/8C provenant de l’entreprise de GR

Nous avons pris la pièce TX71/8C provenant de l’entreprise de GR. Les positions 1 et 4 sont les endroits où les surfaces ont été rectifiées et diamantées et les positions 2 et 3 sont les surfaces seulement rectifiées. Les valeurs de Runout pour les positions 1 et 4 sont dans la tolérance à 6.5μm en donnant respectivement 5.6 μm et 5.4 μm. Concernant ceux des positions 2 et 3, les valeurs de RUNOUT ne sont pas respectées parce qu’elles n’étaient pas diamantées mais elles sont proches de la tolérance, respectivement 7.9 μm et 9.9 μm. L’obtention d’une telle valeur de Runout électrique ne posera pas un problème en pratique car, cette valeur peut être diminuée en grattant les zones avec un papier abrasif. Quant à la comparaison des quatre courbes de TX71/8C de GR, les allures des courbes sont plus variantes avec un décalage vertical. Au lieu d’avoir les allures plus cohérentes et moins variantes comme la pièce de ME, nous avons obtenu un résultat dans la tolérance mais un peu aléatoire. Ce résultat permet de nous diriger vers une idée que la structure de la matière première qui vient de

-10

-8

-6

-4

-2

0

2

4

6

8

10

0 25 50 75 100 125 150 175 200 225 250 275 300 325 350 103687/diam300/1/diamenté

103687/diam300/2/diamenté

103687/diam300/3/diamenté

3 2 1 6 5 4

CH

APIT

RE 2

LE

RUN

OUT

32


l’entreprise GR est moins bonne et plus aléatoire que celle de l’entreprise de ME. Il sera donc fortement conseillé de demander une gamme ou un ordre de fabrication des matières premières chez GR.

Figure 37 RUNOUT ELECTRIQUE Diamètre 300 pour la pièce 106435 pour trouver l’origine de décalage vertical

Figure 38 Plan de la pièce 106435 indiquant les différentes positions des capteurs

GR 106435 (TX 71/8c)

RUNOUT méca

RUNOUT élect

RUNOUT total

Diam 190/1

3.9 6.1 5.6

Diam 190/2

3 8.2 7.9

Diam 190/3

2.3 9.8 9.9

Diam 275/4

6.3 6 5.4

Tableau 9 Valeurs de Runout pour GR

4.1.4.3 MO

Dans le cas de la pièce provenant de l’entreprise MO, nous constatons que la variation de Runout électrique sur la soie de la pièce est beaucoup plus fluctuante que celle sur les pistes, ce qui semble normal grâce au diamentage. Par contre, si on compare la valeur de Runout électrique sur les pistes de cette entreprise avec celle de GR, nous constatons que la variation de Runout électrique de MO est beaucoup plus monotone que celle de GR, ce qui indique un état de la matière première beaucoup plus conforme.

-10

-8

-6

-4

-2

0

2

4

6

8

10

0 25 50 75 100 125 150 175 200 225 250 275 300 325 350106435/diam190/diamanté

106435/diam190/2

106435/diam190/3

106435/diam190/4/diamanté

CH

APIT

RE 2

LE

RUN

OUT

33


Figure 39 RUNOUT ELECTRIQUE TX56/1 pièce provenant de l’entreprise MO avec le numéro de marquage

106424 coté accouplement

Figure 40 Plan de la pièce106424 indiquant les différentes positions des capteurs

MO 106424 (TX 56/1CV)

RUNOUT méca

RUNOUT élect

RUNOUT total

Diam 220/1

6.2 12.4 13.9

Diam 220/2

2.4 17.5 16.2

Diam 220/3

6.6 4.5 5

Diam 220/4

3.5 4.9 4.6

Tableau 10 Valeurs de Runout pour MO

4.1.4.4 Conclusion

Après avoir analysé les résultats de Runout pour « les pièces conformes», un décalage vertical a été constamment détecté quel que soit l’entreprise. En général, ce type de décalage est plus constant sur les pistes des pièces que sur les soies grâce à l’effet de diamentage. Comme les trois pièces sont dans la tolérance demandée au niveau des pistes, nous pouvons en déduire que le décalage vertical apparu ne donne finalement pas un impact important sur les résultats de Runout électrique. C’est pourquoi qu’on se concentre sur l’étude de l’origine de défaut électrique en réalisant les essais macro et microscopiques sur la pièce brute.

4.1.5 Conclusion

Au cours de cette première partie des différents types des essais, nous avons tout d’abord confirmé que le décalage vertical et horizontal n’est pas un facteur influençable sur les résultats de RUNOUT. De plus, l’écart entre les deux machines de RUNOUT a été créé au moment du réglage de la pièce. Par contre, concernant les défauts des pièces (zones de défauts de la matière première) de l’entreprise GR, nous n’en avons pas encore pu trouver à travers ces essais à cause de la présence inhomogène de pics de RUNOUT électrique tout au long de la barre. Nous avons donc décidé de prendre une pièce

-10

-8

-6

-4

-2

0

2

4

6

8

10

0 25 50 75 100 125 150 175 200 225 250 275 300 325 350

106424/diam/soie/1

106424/diam/diamanté/3

106424/diam/diamanté/après levage/3

CH

APIT

RE 2

LE

RUN

OUT

34


brute de cette même barre afin de réaliser les essais macro/micro et les essais de micro duretés permettant d’analyser les différents potentiels défauts.

Afin de valider le moyen de mesure, nous avons aussi effectué deux différents essais que l’on peut voir en annexe:

- repositionnement des capteurs exactement au même endroit pour connaître l’origine de décalage vertical et pour donner une indépendance entre le décalage et le Runout

- Essais de RUNOUT pour la répétabilité pour calculer l’incertitude des valeurs de Runout que l’on peut au final les négliger.

4.2 Essais macro/microscopiques sur la pièce brute

Après toutes les étapes de préparation que l’on a présentées dans la partie 3.2, nous effectuons les essais macro et microscopiques.

4.2.1 Analyse sur le microscope binoculaire (échelle macroscopique)

Nous commençons par l’essai macroscopique sur un microscope binoculaire à l’échelle x1. Voici un exemple pris lors de l’essai macroscopique. Il s’agit d’un morceau « 0/1 » du côté « droit ». Après les étapes de préparation, nous avons pu observer les lignes de fibrages sur la surface de la plaque à cause de l’attaque à nital.

Figure 41 Observation des lignes de fibrage sur le morceau « 0/1 » côté « droit »

1) 2) 3)

4) 5)

Nous constatons que les lignes de fibrages restent homogènes avec un Δ quasi constant autour de 0.2mm (Δ représente la distance entre deux lignes de fibrages consécutives) sur l’ensemble de la surface. De même, on observe le même aspect pour les autres morceaux : l’homogénéité des lignes de fibrage en fonction de la profondeur de la pièce. Or, ces observations ont été prises par un microscope binoculaire avec l’échelle x1. Nous avons donc décidé d’étudier à l’échelle microscopique. Remarque : Qu’est-ce que c’est concrètement les lignes de fibrage ?

Le métal brut de coulée sous forme de barre dans notre cas d’étude est constitué initialement de

Ligne de fibrage

Δ

Echelle x1

CH

APIT

RE 2

LE

RUN

OUT

35


grains de solidification. Au cours de laminage, ces grains de solidification sont modifiés et la présence

de nouveaux grains est possible. La plupart du temps, ces microstructures sont étirées selon la

direction de la déformation ayant une structure allongée. Dans le cas des barres, elles possèdent un

fibrage unidirectionnel.

4.2.2 Analyse sur un microscope (échelle microscopique)

4.2.2.1 Analyse microscopique

Après l’analyse macroscopique, nous avons effectué une analyse plus précise à l’échelle microscopique. Au cours de cet essai, nous nous sommes rendus compte de l’importance de toutes les étapes précédentes ; le temps d’attaque jouant sur la visibilité des lignes de fibrage… Nous avons obtenu un résultat cohérent au niveau des lignes de fibrage et d’états surfaciques de nos échantillons. Pourtant, il y a quelques échantillons sur lesquelles les lignes de fibrages n’ont pas pu être identifiées. Nous pouvons comparer ces différents résultats sur les photos suivantes :

Figure 42 Ligne de fibrage pour 4/1 située à 70mm du centre ->240 µm

Cette figure au-dessus montre des lignes de fibrages de façon constante avec les mêmes épaisseurs de lignes de fibrage. Un tel espacement entre les deux lignes de fibrages donne une distance de 240µm.

Figure 43Ligne de fibrage pour 0/2 côté gauche située à 40 mm du centre ->560µm

Par contre, sur cette figure, nous voyons la différence au niveau des épaisseurs de lignes de fibrage : elles sont plus épaisses que celles du morceau 4/1 et la distance entre chaque ligne de fibrage consécutif est irrégulière.

Ligne de fibrage

Ligne de fibrage

CH

APIT

RE 2

LE

RUN

OUT

36


4.2.2.2 Conclusion

Nous constatons que les lignes de fibrages ont une épaisseur constante pour la plupart des morceaux sauf pour la pièce 0/2 du côté gauche. Or, à l’échelle microscopique, cette différence ne provoque pas un effet négatif sur la structure de la matière d’où elle n’entraîne pas un défaut électrique de Runout. En plus, nous avons constaté que les pièces ne présentent pas un défaut de la matière (pas de zone avec non homogénéité de la composition chimique)

4.3 Essais de micro-dureté sur la pièce brute

Un essai de micro dureté a été lancé sur nos morceaux découpés. Sur l’ensemble de nos échantillons, nous observons qu’il y a peu de variation, voire quasi constante, au niveau des valeurs de micro duretés sauf une surface du côté gauche de la pièce 0/2. Le tableau ci-dessous montre quelques valeurs de dureté selon les trois positions. Dans la zone de la pièce 0/2, nous observons un écart de 8 HRC entre les deux bords de la pièce ce qui est une valeur relativement grande par rapport aux autres. Les défauts pourraient donc éventuellement se situer à la surface du côté gauche de la plaque 0/2, soit vers le centre de la pièce soit à la position entre 100mm et 200mm.

Tableau 11 Valeurs de micro dureté pour certains morceaux de la pièce brute

Après avoir effectué les différents types des essais, un défaut n’a été détecté sur l’ensemble des morceaux sauf une différence non négligeable de la dureté pour la pièce 0/2 du côté gauche. Or, sur cette pièce 0/2, nous n’avons pas pu observer de défaut de structure.

Par la suite, pour ces morceaux découpés, il faudrait réaliser les essais de RUNOUT à l’aide de l’appareil portable de RUNOUT afin d’observer les valeurs de RUNOUT électriques.

4.4 Influence de rectification cylindrique sur RUNOUT

Dans cette partie, nous allons observer l’influence de la rectification cylindrique sur les défauts électriques. Comme le but de la rectification cylindrique est d’améliorer l’état de surface d’une pièce, la valeur de Runout mécanique sera améliorée. Par la suite, il est plus facile pour comparer la variation de la valeur de RUNOUT électrique avant et après la rectification sur une pièce n’ayant pas été suivi du traitement thermique. Pour cette partie, on prend la pièce 105774/7.

4.4.1 Avant la rectification

Nous observons que les allures de RUNOUT électrique avant la rectification sont circulaires malgré les deux valeurs de RUNOUT assez élevées (voir le tableau ci-dessous). Les valeurs mécaniques et électriques y compris celle de RUNOUT total sont totalement hors tolérance.

CH

APIT

RE 2

LE

RUN

OUT

37


Figure 44Tracé des valeurs de RUNOUT ELECTRIQUE en fonction de diamètres avant la rectification

4.4.2 Après la rectification

Nous avons seulement rectifié la pièce après le tournage ébauche afin d’améliorer les valeurs mécaniques de RUNOUT. Voici les valeurs de la profondeur de rectification appliquées pour chaque diamètre lors de la rectification.

Tableau 12 Valeur de la profondeur de rectification

Voici les allures de défauts électriques suivant les différents diamètres après la rectification. Pour le diamètre 60, nous observons bien les résultats sous forme circulaire. Par contre, concernant les autres diamètres, les valeurs de RUNOUT électrique ont été augmentées après la rectification en donnant des irrégularités au niveau des valeurs. Cette irrégularité que l’on peut observer permettrait de préciser une présence de la variation d’état de la pièce.

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-20

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0

10

20

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3536

Diam60/1/105774/7

Diam60/2/105774/7

Diam60/3/105774/7

1=24.5 2=21.9 3=26.3

-40

-30

-20

-10

0

10

20

30

12

3

4

5

6

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8

9

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11

12

13

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16

1718

1920

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22

23

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25

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27

28

29

30

31

32

33

34

3536

Diam100/4/105774/7

Diam100/5/105774/7

4=23.1 5=21.4

-40

-30

-20

-10

0

10

20

30

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3

4

5

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33

34

3536

Diam200/6/105774/7

Diam200/7/105774/7

6=24 7=18.1

-40

-30

-20

-10

0

10

20

30

12

3

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5

6

7

8

9

10

11

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30

31

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33

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3536

Diam300/8/105774/7

Diam300/9/105774/7

Diam300/10/105774/7

8=24.3 9=28.8 10=32.6

-30

-20

-10

0

10

20

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12

3

4

5

6

7

8

9

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30

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32

33

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3536

Diam60/1/105774/7/aprés rectDiam60/2/105774/7/aprés rect

1=21.7 3=18.3

-30

-20

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0

10

20

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3

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1718

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32

33

34

3536

Diam100/4/105774/7/aprés rect

4=32.8

CH

APIT

RE 2

LE

RUN

OUT

38


Figure 45Tracé des valeurs de RUNOUT ELECTRIQUE en fonction de diamètres après la rectification

En superposant les courbes avant et après la rectification, nous définissons les zones où il peut exister un éventuel défaut électrique.

Figure 46Comparaison de RUNOUT électrique pour la dernière position du diamètre 100

Pour le diamètre 100, nous avons une zone encadrée où un éventuel défaut existe parce qu’à partir de cette zone encadrée, une grande variation de l’allure de Runout électrique est observable après la rectification. De même, pour le diamètre 300, on peut constater une zone où il y a une fluctuation après la rectification. Ces zones doivent être observées pour réaliser les essais microscopiques.


-30

-20

-10

0

10

20

30

12

3

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7

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9

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11

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1920

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30

31

32

33

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Diam300/9/105774/7

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Tableau 13Valeurs de RUNOUT avant et après la rectification

4.4.3 Conclusion

La rectification permet bien d’améliorer la valeur de Runout mécanique. Cette amélioration dépend du diamètre mais il est autour de 20-30µm. Par contre, elle ne permet pas forcément d’améliorer la valeur de Runout électrique parce qu’on a obtenu parfois une augmentation de Runout électrique pour certain diamètre. Or, d’après les tracés des Runout électriques en cercle avant et après la rectification, on peut constater une variation de l’allure de Runout électrique pour les diamètres 100 et 300 et on définit deux zones où un éventuel défaut sera observable. Il faudra donc couper ces zones et les observer au microscope.

4.5 Influence du traitement thermique sur RUNOUT

Une modification d’une gamme au niveau de RUNOUT a été réalisée. Avant cette modification, nous avions toujours fait passer des pièces au traitement thermique pour l’amélioration des états des structures qui est un paramètre important pour RUNOUT électrique. Or, d’après les analyses de RUNOUT, l’entreprise a pris la décision suivante :

si l’allure de RUNOUT mécanique et celle de RUNOUT électrique de la pièce après l’ébauche se superposent, on ne fait plus passer la pièce au traitement thermique. Car, dans ce cas, les valeurs de RUNOUT et les allures seront forcément améliorées au cours de la procédure de la fabrication. On considère que la pièce ne possède pas de défaut initial détecté.

En revanche, si l’allure de RUNOUT électrique ne suit pas celle de RUNOUT mécanique ayant une allure complètement différente et une valeur de RUNOUT électrique très élevée, alors la pièce en cours de traitement doit être systématiquement passée au traitement thermique (Trempe suivi d’un Revenu) pour améliorer l’état de la structure de la matière.

Pour vérifier l’influence du traitement thermique sur RUNOUT, nous avons effectué un tel test permettant d’analyser la différence avant et après le traitement thermique avec la pièce 105774/6.

4.5.1 Avant le traitement thermique

Nous avons tracé les résultats de RUNOUT électrique de la pièce avant le traitement thermique.

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Figure 48Tracé des valeurs de RUNOUT ELECTRIQUE en cercle suivant diamètres avant le traitement thermique

Grâce à ce type de tracé en cercle, il est plus facile d’observer la variation de RUNOUT ELECTRIQUE suivant les différents diamètres autour de la barre. D’après ces courbes, nous constatons une homogénéité de RUNOUT électrique pour les deux diamètres 100 et 200 quel que soit la position de capteurs. C'est-à-dire que les deux courbes se superposent l’une sur l’autre sans ou avec un décalage qui n’a pas d’impact sur les résultats de RUNOUT d’après la démonstration dans la partie précédente. Par contre, concernant deux autres diamètres 60 et 300, on observe une non homogénéité de RUNOUT ELECTRIQUE avec le phénomène 180° : la présence d’un pic au niveau de la valeur de Runout électrique donne naissance d’un autre pic à l’opposé de cette position. Pour ces deux diamètres, on observe les variations des allures très irrégulières. Quelques soient les diamètres, nous voyons toujours la présence d’un défaut. Cette variation nous donne une indication afin de trouver la zone où il y a les défauts.

4.5.2 Après le traitement thermique

Figure 49Tracé des valeurs de RUNOUT ELECTRIQUE en cercle suivant diamètres après le traitement thermique

Après le traitement thermique, les allures de courbe de RUNOUT électrique prennent une forme de plus en plus circulaire sans la présence de pic particulier pour l’ensemble des diamètres sauf la

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6=11,4

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dernière position du diamètre 300. Grâce au traitement thermique, nous avons pu éliminer l’effet de 180° et des pics. Par contre, dans le cas de la dernière position du diamètre 300, malgré le traitement thermique, une grande variation de RUNOUT électrique est observable. Nous pouvons confirmer cette amélioration en vérifiant la différence de valeur de RUNOUT écrit dans le tableau ci-dessous. En plus, si nous superposons les courbes avant et après le traitement thermique, nous constatons une amélioration au niveau de l’allure des résultats de RUNOUT électrique. Voici un exemple de la superposition de deux états avant et après le traitement thermique pour le diamètre 100.

Figure 50 Superposition de Runout électrique avant et après le traitement thermique pour le diamètre 100

La figure ci-dessous permet de comparer les résultats de Runout électrique avant et après le traitement thermique pour la position 10 du diamètre 300. On constate qu’il y a une grande différence au niveau de l’allure des courbes alors que les valeurs de Runout électriques sont proches entre elles. Il faudra donc étudier la zone encadrée où on pourrait éventuellement trouver un défaut car on a une grande variation des résultats de Runout électrique.


Tableau 14Valeurs de RUNOUT avant et après le traitement thermique

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4.5.3 Conclusion

Dans cette partie, nous avons réalisé un essai pour observer l’influence de traitement thermique sur RUNOUT. On constate que les valeurs de Runout électriques ont été diminuées après le traitement thermique. Par contre, il y a une position où on n’observe pas le changement : la position 10 du diamètre 300. A cause de manque du temps, nous n’avons pas pu observer cette zone mais Il faudra découper la zone encadrée puis observer la structure micrographique de matériau dans cette zone.

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V. Conclusion et perspectives

Pour la première partie de mon projet de fin d’étude, nous avons étudié d’une part sur la théorie générale de Runout en faisant de la recherche sur les différentes origines possibles de défauts mécaniques et électriques présentés dans certaines pièces produisant un rebut à la fin, d’autre part sur les différents types des essais permettant de prouver l’origine de défauts électriques présentés.

Grâce à l’étude générale de RUNOUT, nous avons pu comprendre le principe de RUNOUT et les différents paramètres influençant sur les deux résultats de RUNOUT, mécanique et électrique. Nous avons constaté que plusieurs facteurs développés dans le paragraphe précédent ont un rôle important sur les résultats de RUNOUT.

En premier lieu, nous avons décidé de valider le moyen de mesure lors de l’essai de Runout en comparant les valeurs de Runout entre deux machines de Runout, en réalisant des différents essais de Runout sur les différents endroits pour même diamètre de chaque pièce et en vérifiant les valeurs de Runout pour les pièces conformes.

Ensuite, nous avons étudié la matière première de GR. Malgré les différents types des essais et la vérification de la composition chimique, nous n’avons pas réellement pu trouver l’origine, qui était le but de cette partie car la structure et la dureté sont toutes homogènes sur l’ensemble des morceaux. Le défaut électrique ne peut donc s’expliquer par un phénomène de structure à l’échelle d’observation utilisée.

Parmi les paramètres influençant sur le RUNOUT, nous avons pris quelques facteurs (Influence du traitement thermique, Influence de la rectification) en termes de vérification. Le traitement thermique (trempe suivi d’un revenu) permet finalement d’améliorer les résultats de RUNOUT électriques grâce à la modification de la structure de la matière au cours du traitement. Les valeurs de Runout électrique après le traitement thermique ont été réellement diminuées et les allures de la courbe sont plus homogènes et prennent une forme circulaire sans la présence de pics que l’on avait avant le traitement thermique sauf la dernière position du diamètre 300. Pour ce cas, nous avons défini une zone où un éventuel défaut électrique peut être observable. Il faudra donc découper cette zone et l’observer. Concernant la rectification cylindrique, nous avons effectué cet essai en enlevant 0.1mm maximum selon le diamètre. Nous avons constaté qu’elle a amélioré le résultat de RUNOUT mécanique mais elle ne donne pas un impact sur le résultat de Runoutu électrique. Nous avons tout de même défini deux zones où une grande variation de la valeur de Runout électrique après la rectification a été observée. Il sera intéressant de découper ces zones afin d’observer la structure de la matière.

L’ensemble du principe de l’essai de RUNOUT est simple mais moindres facteurs peuvent jouer sur les résultats de RUNOUT, donc on doit faire attention sur ces facteurs lors de la manipulation.

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CHAPITRE 3 : TRAITEMENT THERMIQUE

Détermination de la température maximale de revenu des rotors en

respectant les caractéristiques mécaniques de ces produits afin de

relaxer plus de contraintes stockées dans la pièce

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I. Introduction

L’entreprise FLENDER GRAFFENSTADEN conçoit et fabrique des engrenages estimés à l’industrie de l’énergie pétrolière, chimique ou dans la marine dans le monde entier. Il s’agit des engrenages avec très grandes sollicitations : Transmission de puissance jusqu’à 100MW, Vitesse périphérique à 660 km/h. Afin de produire ce type de pièces à forte puissance et à vitesse très élevée, il faut les faire suivre un traitement thermique dans le but d’améliorer et modifier les caractéristiques mécaniques. Ceci permet d’augmenter la résistance à la fatigue, la limite élastique à la traction, la résistance à l’usure et la dureté.

Chez FLENDER GRAFFENSTADEN, nous faisons soit une cémentation suivie d’une trempe puis un revenu soit une simple trempe suivie d’un revenu. Brièvement, concernant la cémentation, elle consiste à un traitement thermochimique de durcissement superficiel de l’acier, et la trempe permet d’obtenir un durcissement de cette couche enrichie en carbone. Cependant, il existe toujours des inconvénients : les contraintes peuvent être crées dans la pièce pendant ces étapes et les contraintes résiduelles et les austénites résiduelles s’installent à cause du refroidissement brutal en passant à la trempe. Pour améliorer et éliminer ces inconvénients, nous utilisons une étape supplémentaire appelée Revenu. Il s’agit de réchauffer les produits jusqu’à une température proche de 200°C chez FLENDER GRAFFENSTADEN afin d’avoir un produit moins fragile et d’éliminer les contraintes et les austénites résiduelles crées. Cependant, FLENDER GRAFFENSTADEN rencontre souvent le problème lié à ce Revenu provoquant une déformation géométrique de pièces et une diminution de la dureté selon l’augmentation de la température de revenu.

Pendant ce deuxième sujet de projet de fin d’étude, nous essayons donc d’augmenter les températures de revenu afin de relaxer plus de contraintes stockées dans les pièces mais cette augmentation doit toujours respecter la dureté et ne doit pas dépasser la norme fixée pour l’austénite résiduelle.

Dans un premier temps, nous allons traiter une partie bibliographique sur la notion générale du traitement thermique puis nous présenterons une partie sur matériels et méthodes que l’on a utilisées pour la partie expérimentale, ensuite nous finirons par l’interprétation des résultats obtenus.

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II. Bibliographie sur le traitement thermique

2.1 Notion générale sur le diagramme de phase du fer

2.1.1 Généralité sur le fer

A température ambiante, le fer pur se comporte comme

cubique centré. C'est-à-dire un atome de fer à chacun

des 8 sommets du cube et un autre en son centre. On

l’appelle fer α.

A la température T=912°C, une transformation

allotropique se produit sous forme d’une cubique face

centré c'est-à-dire un atome à chacun des 8 sommets du

cube et un autre au centre de chaque face. Cette phase

s’appelle fer γ.

Figure 52 Structure de fer α et γ

A partir de la température T=1394°C, le fer sous forme de cubique face centré se retransforme en

cubique centré. Cette phase s’appelle un fer δ.

2.1.2 Diagramme de fer-carbone

Figure 53 Diagramme de fer-carbone

Le carbone s’insère dans la composition des fers, en créant deux différents types : des aciers et des fontes. La formation de ces deux types des métaux varient selon la teneur en carbone et la température de fabrication et donc la solubilité du carbone dans le fer. La figure ci-dessus représente un diagramme des phases « FER-CARBONE ». Dans ce diagramme, les domaines de solubilité du carbone sont les deux domaines désignés α et γ. On remarque que la solubilité à l’état α est très faible avec le domaine correspondant extrêmement réduit : la solubilité maximale est de l’ordre de 0.022% à 727°C. Par contre, la solubilité est beaucoup plus étendue quant à l’état γ : la solubilité maximale est voisine de 2.1% à 1148°C. L’addition de carbone dans le fer peut se traduire donc par un changement de la température de

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transformations allotropiques et par la formation d’une nouvelle phase soit carbure de fer ou cémentite Fe3C. Cette nouvelle phase apparaît dès le dépassement de la limite de solubilité.

2.2 Traitement thermique des aciers

2.2.1 Traitement de durcissement

2.2.1.1 Austénitisation

L’austénitisation est une première étape du traitement de durcissement ayant pour objet de mettre en solution le carbone et les éléments éventuels d’alliages précipités sous forme de carbures. Afin de réaliser cette austénitisation, il sera nécessaire de se placer dans les conditions où le carbone est soluble dans le fer, ce qui provoquera une transformation du fer α en fer γ grâce à l’augmentation de la température. Dans cette partie, nous allons donc expliquer comment on détermine la température d’austénitisation et le temps d’austénitisation.

Température d’austénitisation Théoriquement, on chauffe les aciers hypoeutectoîdes dont la teneur en carbone est inférieure à 0.77% C massique à une température Ac3 + 30 à 50°C. Cette température donne une condition d’austénitisation correcte sans risque de grossissement du grain. En cas des aciers hypereutectoïdes dont la teneur en carbone est supérieure à 0.77% C massique et inférieure à 2.11% C massique, le constituant présent dans le domaine Ac1 et Acm est la cémentite avec l’austénite ayant la dureté de la cémentite très élevée. Donc il faut chauffer à température élevée pour mettre cet acier en solution. Or, le sur-chauffage d’un acier peut provoquer un grossissement du grain d’austénite en donnant les caractéristiques mécaniques moins pertinentes. D’après la recherche, il sera intéressant de chauffer les aciers hypereutectoides à la température de Ac1 + 25 à 50°C à Acm. Par exemple, si on prend C40, un acier non allié avec 0.4%C, (voir le diagramme de carbone ci-dessus), la température d’austénitisation est égale à 850°C.

Temps d’austénitisation Le temps de maintien à la température d’austénitisation est aussi un paramètre important afin d’éviter un grossissement anormal du grain. Il faut que ce temps doive être suffisant pour l’homogénéisation et la dissolution des carbures. Les conditions d’austénitisation peuvent être déterminées à partir d’un diagramme température-temps-austénitisation (TTA). Dans le cas du traitement thermique chez FLENDER GRAFFENSTADEN, cette phase doit durer à une température d’austénitisation déterminée pendant un temps minimum 1min/mm d’épaisseur de pièce afin d’éviter toutes les caractéristiques anomaux.

2.2.1.2 Cémentation

Définition La cémentation est un traitement thermochimique superficiel qui consiste à enrichir la teneur superficielle en carbone d’une pièce. Cet enrichissement en carbone de la surface d’une pièce se fait par maintien à température élevée de la pièce et par la pénétration à cette température du carbone par diffusion. La cémentation est suivie d’une opération de trempe qui permet d’obtenir le durcissement de la couche enrichie en carbone, martensite. Cet ensemble de traitement thermique permet donc d’augmenter la résistance à la rupture en traction, la limite élastique à la traction, la résistance à l’usure et la résistance à la fatigue grâce à l’obtention d’une martensite à haute teneur en carbone en couche cémentée tout en assurant une bonne ductilité à cœur grâce à l’obtention d’une martensite à bas carbone.

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Figure 54 Cémentation sur la denture

Chez FLENDER GRAFFENSTADEN, nous calculons les profondeurs de couche cémentée des engrenages selon le module pour éviter les détériorations dues au contact avec les autres engrenages. Par exemple, pour un module de 4, la profondeur de couche cémentée est autour de 0.6mm, pour un module de 8, la profondeur est d’environ 1.2mm et pour un module de 10 elle va jusqu’à 1.9mm. A partir de cette épaisseur, nous pouvons contrôler l’enlèvement de l’épaisseur tout en respectant l’épaisseur minimum de cémentation requise lors de la phase de finition. Tant que la déformation ne dépasse pas cette valeur, nous sommes en mesure de corriger la pièce. Si on dépasse cette valeur, il faut toujours établir un avis de non-conformité que l’on appelle ANC en interne.

Principe de la cémentation Il y a plusieurs types de procédés de cémentations : cémentation en caisse, cémentation en bains de sels, carbonitruration et cémentation basse pression. Dans cette partie de la théorie de cémentation, nous nous concentrons sur la cémentation gazeuse. La cémentation s’effectue en gros en trois étapes : On produit d’abord le carbone puis cette quantité de carbone produit passe à une étape d’absorption à la surface de la pièce. L’étape finale est la diffusion du carbone à l’intérieur de la pièce et la teneur de carbone en couche surfacique est généralement comprise entre 0.7 et 0.9 % de carbone.

Figure 55 Phase de cémentation

Dans le cas de la cémentation gazeuse, l’entreprise FLENDER GRAFFENSTADEN utilise un gaz neutre, l’azote N2, et un gaz cémentant, le méthanol CH3OH. Le méthanol se dissocie en monoxyde et en hydrogène :

CH3OH -> 2H2 + CO Ensuite, suivant l’équilibre fondamental de cémentation, elle a maintenant la capacité de fournir du carbone à l’acier à partir du monoxyde :

2CO->C (γ) + CO2 A partir de cet équilibre, des ingénieurs mesurent en temps réel les % de teneurs en C (γ), en CO2 et en CO et la température à l’intérieur du four à différents niveaux grâce à des thermocouples. En analysant ces valeurs en temps réel, les ingénieurs ajustent le potentiel de carbone :

Quand le potentiel de carbone n’est pas assez élevé alors on injecte du Propane (C3H8):

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0,8%C

60 HRC

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C3H8 -> 3C+ 4H2 Avec H2 est brûlé à la sortie du four

Le propane permet d’élever le potentiel de carbone.

Quand le potentiel de carbone est trop élevé alors on injecte de l’oxygène (O2): O2 + C -> CO2

L’oxygène permet de diminuer le potentiel de carbone.

Figure 56Réglage de potentiel de carbone pour deux différentes injections en fonction du temps

2.2.1.3 Trempe

Définition Un cycle thermique que subit la pièce consiste à un chauffage à une température d’austénitisation puis à un maintien à la même température suivi d’un refroidissement rapide que l’on appelle Trempe. Le refroidissement rapide, trempe, permet d’éviter la formation de la perlite. Le carbone peut rester en solution forcée dans le fer α, ce qui confère beaucoup de dureté à ce nouveau constituant que l’on appelle Martensite. Or, l’inconvénient de la trempe donne une pièce avec des tensions internes créées au cœur de la pièce.

Transformation martensitique des aciers La transformation martensitique des aciers est une transformation de phase à l’état solide. Cette transformation consiste à une solution sursaturée de carbone dans une structure proche de celle du fer α (CC). La présence des atomes de carbone amène une déformation du réseau qui devient quadratique(c>a : voir la figure ci-dessous) et ces paramètres a et c varient en fonction de % de carbone à cause des distorsions du réseau créées par la présence de carbone.

Figure 57Maille quadratique de la martensite et la variation des paramètres a et c en fonction de %C

La figure suivante est un modèle proposé par Bain montrant la relation entre la maille de martensite (fer α : CC) et deux mailles d’austénite (fer γ : CFC). Cette figure explique le passage de l’austénite (CFC) à la martensite.

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Figure 58Modèle proposé par BAIN

Le passage de l’austénite à la martensite crée un gonflement de l’ordre de 1% créant des contraintes internes. Par cette création, la martensite devient plus dure mais fragile. Nous pouvons donc résumer en deux grands points suivants :

Il s’agit d’une transformation sans diffusion c'est-à-dire il n’y a pas de déplacement d’atomes ni la modification de la composition chimique du matériau.

Une déformation du réseau cristallin conduisant à un changement de forme macroscopique se caractérise par une faible variation de volume et un cisaillement important selon un plan et une direction bien définis.

Austénite résiduelle Qu’est-ce que l’austénite résiduelle concrètement? L’austénite résiduelle est l’austénite non transformée en martensite pendant la trempe. Cette austénite est créée lorsque le point Martensite Finish(MF) est situé en dessous de la température ambiante ou lorsqu’on arrête la trempe à température ambiante. Pour avoir un cycle complet, il faudrait effectuer la trempe à la température plus basse que l’on ne fait pas en réalité, ce qui résulte la présence d’austénite résiduelle en permanence dans la pièce après la trempe. Concernant la transformation de l’austénite en martensite, elle n’est pas linéaire. (Voir la figure ci-dessous), ce qui nous rend donc la difficulté à déterminer le pourcentage d’austénite transformé en martensite pendant la trempe.

Figure 59Variation d’austénite résiduelle

En fait, la présence de l’austénite résiduelle dans la pièce est à l’origine de la diminution de la dureté de l’acier et toutes les propriétés liées à cette dureté, par exemple usure et frottement. Il nécessite donc une élimination de cette partie dans la pièce sachant qu’il y aura toujours un léger résiduel non gênant. On peut prévoir que la quantité inférieure à 10% d’austénite améliore la tenue à la fatigue. Afin d’observer cette quantité dans la pièce, nous utiliserons la méthode de diffraction de rayons X.

2.2.1.4 Revenu

La diminution de la dureté est due à la formation d’une quantité élevée d’austénite résiduelle. Pour décomposer l’austénite résiduelle, on emploie souvent, après cémentation suivi de trempe à basse

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température, un revenu qui est un ou plusieurs réchauffages jusqu’à haute température autour de 640°C. Un tel traitement assure une dureté élevée dans la couche cémentée. Dans notre cas d’étude, FLENDER Graffenstaden utilise en ce moment le revenu seulement à basse température, T=180°C. Comme indiqué dans la partie précédente, la martensite formée pendant la trempe ne se décompose pas de façon linéaire même si on augmente constamment la température de revenu. En revanche, elle se transforme suivant des stades correspondant à des stades métastables successifs selon la température de revenu. Dans notre cas d’étude, nous nous intéressons seulement au premier stade du revenu de 150 à 250°C maximum afin d’obtenir uniquement la relaxation des contraintes. Pour cela, on ne doit pas élever la température très haute pour garder la dureté de la martensite initiale. Au cours de ce premier stade du revenu (de 150 à 250°C maxi), les atomes de carbones dans le réseau quadratique de la martensite essayent de quitter leurs sites et de s’accumuler sur les imperfections cristallines. Du coup, il n’y a pas beaucoup de carbones qui restent dans la martensite, avec une diminution de potentiel de carbone jusqu’à 0.25% de carbone. Cette dernière martensite que l’on appelle martensite α se diffère de celle que l’on appelle martensite α’, la martensite normale. Lors de la fin de cette première phase de revenu, nous constatons une petite amélioration des caractéristiques mécaniques grâce à des relaxations des contraintes dues au déplacement du carbone, accompagnée d’une légère diminution de dureté et de très légère contraction de la pièce.

2.2.2 Procédé global de l’entreprise FLENDER GRAFFENSTADEN

Dans cette partie, nous allons expliquer plus précisément comment un cycle de traitement thermique d’une pièce, de la cémentation à la trempe, se déroule chez FLENDER Graffenstaden.

2.2.2.1 Nettoyage + Protection

Dans un premier temps, la pièce tournée et taillée est à être dégraissée à l’aide d’un nettoyant biologique. Puis, un produit spécial, (CONDURSAL 750 FL provenant de l’entreprise Nussle Hartetchnik NAFOLD), une peinture anti-cément appliquée au pinceau, permet d’empêcher la pénétration du carbone dans les autres surfaces que la denture pendant la cémentation.

2.2.2.2 Cémentation suivi d’une trempe

Après nettoyage et la protection de la pièce, la pièce passe à une étape essentielle : la cémentation suivie d’une trempe.

Comme la figure ci-dessous montre, nous mettons la pièce dans un four à la température T=400°C. Puis on augmente progressivement la température jusqu’à 650°C qui permet de limiter le choc thermique.

Une fois que la pièce est chauffée correctement, on injecte l’azote N2 dans le four en continuant à augmenter la température jusqu’à 920°C pour la création d’une atmosphère neutre. En ajoutant un gaz à fort pouvoir cémentant, le méthanol CH4OH chez FLENDER GRAFFENSTADEN, le potentiel de carbone commence à augmenter afin d’atteindre à une

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consigne donnée de 1.1% C, ce qui permet de diminuer le temps de cémentation.

Pendant cette période, on a un enrichissement de carbone à la température 920°C pendant 2/3 du temps et l’allure de la courbe est sous forme d’une petite oscillations à cause de la variation du potentiel de carbone chez FLENDER GRAFFENSTADEN. Ensuite, pendant le reste du temps, on a une phase de diffusion à 920°C ce qui induit à une diminution de potentiel de carbone dans la pièce due à la pénétration du carbone dans l’austénite de la pièce.

Pour atteindre la consigne du potentiel de carbone fixé à 0.7%, on injecte l’oxygène O2 pour ressortir le carbone en trop dans la pièce. Puis, on baisse la température jusqu’à 840°C suivie d’un maintien pendant 3 à 5h.

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Une fois que le potentiel de carbone a atteint environ à 0.7%, la pièce va être trempée dans un bac à l’huile à la température T=100°C. Ceci permet d’obtenir une dureté élevée de la couche cémentée et de bonnes propriétés mécaniques du cœur. Et le cycle de cémentation suivie d’une trempe est terminé.

2.2.2.3 Revenu

Après la trempe dans l’huile, la pièce va passer à l’étape suivante : le REVENU Comme expliqué précédemment dans la partie théorique, quelques soit le cas, l’opération terminale des pièces ayant subies la cémentation suivi d’une trempe est un revenu à la basse température. Le revenu est donc un traitement thermique pratiqué sur les aciers trempés dans le but d’éliminer les contraintes internes créées au cours de la trempe à cause d’un refroidissement brutal et d’améliorer les caractéristiques mécaniques de la pièce afin de la rendre moins fragile et plus ductile. Dans le cas de l’entreprise FLENDER Graffenstaden, nous prenons actuellement une température de revenu à 180°C, ce qui conduit à une pénétration du carbone 25mm/h tout en gardant la dureté à 60HRC± 20.

2.2.2.4 Grenaillage

Après le revenu, nous passons à une étape de grenaillage. Il s’agit d’un traitement consistant à projeter des micros billes d’acier à grande vitesse sur la pièce afin d’améliorer l’aspect et les qualités techniques des surfaces. Or, le grenaillage chez FLENDER GRAFFENSTADEN est considéré seulement comme un nettoyage de la pièce pour obtenir un meilleur aspect. Il ne sert en aucun cas à pré contraindre la surface.

2.2.2.5 Contrôle métallurgique

Après le nettoyage surfacique de la pièce grâce au grenaillage, il est important de contrôler l’aspect métallurgique de chaque pièce. Durant le cycle de cémentation suivie d’une trempe et le revenu, on accroche deux ou trois échantillons en tant que des témoins avec la pièce afin de faire les suivre le même procédé du traitement thermique. Pour le contrôle métallurgique sur pièces, les techniciens testent la dureté en sommet de dent et sur des surfaces non cémentées. C’est seulement sur les témoins que nous effectuons les contrôles comme la filiation de dureté, l’analyse de carbone (c’est-à-dire le potentiel de carbone dans la couche cémentée à 0,3mm/0,6mm/0,9mm au rayon), la vérification de la structure, la mesure visuelle de l’austénite résiduelle et de la présence de bénite.

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III. Matériels et méthodes

3.1 Manipulations prévues

Nous avons pris 40 échantillons (5 températures de revenu avec 3 différents potentiels de carbone et 3 échantillons à chaque 0.65%C et 0.75%C et 2 pour 0.95%C) en 18CrNiMo7-6 afin de réaliser les essais du traitement thermique. Ces échantillons sont des échantillons que l’entreprise FLENDER GRAFFENSTADEN utilise comme témoins pour ses clients. Il est de diamètre 30mm et de longueur 70mm. Nous avons passé par plusieurs sous étapes afin d’analyser les résultats obtenus.

Figure 60 Ensemble de procédure des essais du traitement thermique

CH

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55


Nous allons présenter ces différentes sous étapes en détails.

Préparation des échantillons avec marquage Chaque échantillon porte un nom spécial afin d’éviter la confusion au cours de plusieurs essais du traitement thermique. Pour résister au traitement thermique, le marquage a été réalisé en frappant à l’aide d’un marteau. Voici donc le tableau de marquage pour chaque échantillon.

% de carbone Température de revenu en °C Marquage

0.65 ET 0.75

180 1-3

190 4-6

200 7-9

210 10-12

230 13-15

0.95

180 1-2

190 3-4

200 5-6

210 7-8

230 9-10 Tableau 15 Présentation du marquage pour échantillons

Par exemple, la première photo dans la figure 71 montre qu’il s’agit d’un échantillon avec 0.75%C injecté suivi d’un revenu à 230°C.

Cémentation Une fois que le marquage sur les échantillons ont été fait, nous les accrochons à l’aide des portes outils.

Figure 61 Position des échantillons

Au cours de tous nos essais, nous avons gardé le même four N°17, le four le plus stable : l’écart entre la consigne avant le traitement thermique et après le traitement thermique est le plus petit. La cémentation et le cycle de traitement thermique vont dépendre de la profondeur de cémentation qui est indiquée sur la documentation accompagnée par la pièce. Cette profondeur est souvent de 1 à 3.4 mm, calculée par le bureau d’étude selon les types de pièces. Dans notre cas d’étude, nous fixons toujours à 3mm de profondeur de la couche cémentée. Suivant les cycles du traitement thermique programmés à l’ordinateur, la pièce suivra les quatre sous étapes expliquées dans le paragraphe précédent.

Trempe à l’huile Après la cémentation, nous passons à l’étape suivante, trempe. Pendant la trempe, la pièce est plongée dans un bain d’huile à une température de 100°C. A la fin de trempe, il est nécessaire que la pièce atteigne à une température autour de 50°C. Puis la pièce est posée et on passe à l’étape suivante.

Revenu Concernant les deux pourcentages de carbone 0.65 et 0.75, comme le planning chez FLENDER GRAFFENSTADEN était chargé, nous avons utilisé le four de l’INSA. Comme la taille de l’appareil est beaucoup moins grande, il chauffe plus vite pour atteindre une température de revenu demandée. Le

Echantillon

Pièce

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temps de revenu est donc fixé à 2H. Par contre, pour les échantillons ayant le potentiel de carbone égal à 0.95, le four de revenu chez FLENDER GRAFFENSTADEN a été servi. La taille de l’appareil est évidemment beaucoup plus grande et le temps de revenu est donc fixé à 8H. Lors de revenu, le temps entre la fin de trempe et le début de revenu est important. Si la pièce est trainée longtemps après avoir été sortie du bain d’huile de trempe, il se peut avoir un défaut supplémentaire. Par cette raison, FLENDER GRAFFENSTADEN essaye de réaliser le revenu avant 24H de la sortie de trempe.

Tronçonneuse Après le grenaillage, tous les échantillons sont prêts afin de suivre les différents essais. Comme le lopin est de longueur assez long pour certains appareils, nous les coupons en trois morceaux à l’aide de la tronçonneuse située au laboratoire de FLENDER GRAFFENSTADEN.

Figure 62 Chaque partie correspondante à un type d’essai

Pendant la coupe, il faut faire attention de ne pas brûler les pièces en baissant la lame très doucement sur la surface de l’échantillon.

Rectification plane On prend un morceau de l’échantillon découpé puis on le rectifie en utilisant une rectifieuse plane. Cette préparation permet de mesurer les austénites résiduelles et les contraintes résiduelles en différentes profondeurs lors de l’essai de diffraction de rayon X. Nous avons trois profondeurs de rectification, 0.3mm, 0.4mm et 0.6mm.

Tour Une autre partie du morceau découpé précédemment se place sur un tour pour avoir les copeaux de la surface extérieure de l’échantillon. Ces copaux seront servis à contrôler le % de carbone après le traitement thermique.

Polissage automatique La partie milieu de l’échantillon est faite pour l’essai de filiation de dureté. Avant d’effectuer ce type d’essai, nous utilisons un appareil de polissage automatique avec différents disques de polissage afin d’obtenir une surface poli miroir.

3.2 Moyens d’analyses

Dans cette partie, nous allons présenter trois différents moyens d’analyses de nos échantillons préparés : filiation de carbone, filiation de dureté et la diffraction de rayons X.

3.2.1 Filiation de carbone

L’analyse du taux de carbone de la couche cémentée se réalise en faisant des copeaux suivant les différentes profondeurs des échantillons (0.3mm, 0.6mm, 0.9mm) à l’aide d’un tour. Ensuite, on fait un étalonnage en introduisant un minuscule carbone normalisé et un accélérateur de combustion dans un creuset. Après les trois essais d’étalonnage, nous mettons 1g de copeaux avec un accélérateur de combustion qui seront brulés dans l’analyseur LECO. A l’aide de cet appareil au laboratoire du traitement thermique de FLENDER GRAFFENSTADEN, on

obtient donc le % réel de carbone et celui de soufre de chaque échantillon.

Contrainte résiduelle

Austénite résiduelle Filiation de carbone

Filiation de dureté

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Figure 63 Trois positions de l’enlèvement des copeaux par un tour

3.2.2 Filiation de dureté

La valeur de la dureté de la surface extérieure de la pièce est un des paramètres importants qui doit être respecté. Les clients demandent en général une dureté autour de 60HRC ±20. Cette valeur correspond à une tolérance de 660 à 740 en HV. (Voir la fiche en annexe) Pour chaque mesure de filiation de dureté, nous effectuons deux fois la mesure de dureté en position perpendiculaire afin d’obtenir une valeur exacte en calculant la moyenne de ces deux valeurs.

Figure 64 Deux mesures de dureté pour chaque échantillon

Pour expliquer brièvement le principe de la mesure, la mesure de dureté Vickers (HV) se fait avec une pointe pyramidale normalisée en diamant de base carrée et d’angle au sommet entre faces égale à 136°. L’empreinte est donc sous forme d’un carré. Une fois que la force appliquée F sur la surface de l’échantillon, les deux diagonales d1 et d2 de l’empreinte seront mesurées à l’aide du logiciel. On obtient donc la valeur moyenne d de ces deux diagonales. A partir de ce calcul de d, on le met dans la formule suivante pour calculer la dureté de la pièce.

𝐻𝑉 ≅ 0.189 𝐹

𝑑2

Avec HV : Dureté Vickers F : Force appliquée en N : F=10N d : Moyenne des diagonales de l’empreinte en mm En fait, cette formule de calcul de dureté est déjà enregistrée dans le logiciel de mesure de dureté au laboratoire de FLENDER GRAFFENSTADEN. Il nous reste seulement à régler la mise au point sur l’écran puis à positionner les deux traits à chaque sommet de l’empreinte. Dans le case ‘zones résultats’, on peut observer les résultats de dureté obtenus suivant les pas choisis. Dans notre cas d’étude, nous avons pris une filiation de dureté de profondeur 3mm avec un pas de 0.1mm.

3.2.3 Diffraction de rayons X

D’après la partie précédente sur l’austénite résiduelle, la quantité d’austénite transformée en martensite ne varie pas linéairement avec la température et il est impossible d’avoir une transformation totale de l’austénite lors du refroidissement depuis la température de trempe jusqu’à

0-0.3mm

0.3-0.6mm

0.6-0.9mm

Echantillon

1ère

mesure

2ème mesure

Echantillon

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la température ambiante. Il reste donc toujours une quantité d’austénite que l’on appelle austénite résiduelle. Afin de doser cette quantité d’austénite résiduelle, nous utilisons souvent la méthode de diffraction de rayons X.

3.2.3.1 Principe

Le principe de diffraction de rayons X consiste à faire interagir un rayonnement X incident avec la matière puis à mesurer les phénomènes d’interférence. La partie élastique de l’interaction avec la matière où il y a conservation de l’énergie du rayonnement est prise en compte. Dans le cas d’un objet diffusant périodique, on observe une diffusion intense dans des directions discrètes : cette forme de diffusion est appelé diffraction. Cette diffraction peut être observable si la longueur d’onde du rayonnement est de l’ordre de quelques angströms. Il y a plusieurs méthodes pour définir cette diffraction : l’une de ces méthodes est par la loi de Bragg. La direction du faisceau diffracté peut être déterminée par la loi de Bragg. En utilisant une simple trigonométrie, on a les relations suivantes :

Figure 65 Géométrie expliquant la loi de Bragg par analogie à la réflexion

AB+CB= 2*d* sin (θ)

AB+CB= n*λ

Avec d: distance interréticulaire séparant deux plans de même famille (hkl)

λ : longueur d’onde du rayonnement diffracté

n : l’ordre de diffraction (nombre entier)

On obtient donc la loi de Bragg :

n x λ= 2 x d x sin (θ)

3.2.3.2 Description du montage et méthode expérimentale

Les mesures de diffraction ont été effectuées avec un diffractomètre Siemens D5000 et avec des tubes de cobalt pour le dosage d’austénite résiduelle et de chrome pour les contraintes résiduelles. Le type de l’appareil actuellement le plus utilisé est le diffractomètre de poudres à focalisation Bragg-Brentano. Grâce à cet appareil, nous arrivons à obtenir des raies de diffraction de très haute qualité et de récupérer une intensité diffractée importante. Voici la description du montage du diffractomètre.

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Figure 66 Schéma d’un diffractomètre

Comme on observe sur la figure ci-dessus, cet appareil est composé d’un tube à rayons X, de l’échantillon, d’un détecteur, d’un système de fentes (filtres, fentes) et d’un goniomètre qui n’est pas représenté sur la figure. L’objectif est d’obtenir des raies de diffraction très fines et de récupérer une intensité diffractée importante. A l’issu de tube à rayons X, le faisceau divergent est focalisé par l’échantillon s’il existe des plans réticulaires d’espacement d correspondant à l’angle θ formé par le faisceau incident et l’échantillon. Puis le rayonnement diffracté converge en un point situé sur le cercle de focalisation. Pour obtenir simultanément la position et l’intensité des raies, un compteur tourne autour de l’échantillon sur un plateau circulaire. A ce moment, l’échantillon doit être tourné en même temps que le compteur à vitesse moitié2θ-θ pour conserver une géométrie constante.

3.2.3.3 Austénite résiduelle

Calcul d’austénite résiduelle

Afin de calculer la quantité d’austénite résiduelle dans l’échantillon, nous utilisons la formule

suivante si nous cumulons l’intensité de plusieurs raies pour chaque phase α et γ.

𝐶𝛾

𝐶𝛼=

∑𝐾𝛼

∑𝐾𝛾×∑ 𝐼𝛾∑ 𝐼𝛼

Avec 𝐶𝛾 et 𝐶𝛼 : Concentration en austénite et en ferrite

𝐾𝛾 et 𝐾𝛼 : Facteurs analytiques des différentes raies considérées

𝐼𝛾 et 𝐼𝛼 : Intensité de raie austénitique et de raie ferritique

Nous avons encore une relation pour le dosage d’austénite résiduelle.

𝐶𝛾 + 𝐶𝛼 = 1

Ces deux formules impliquent :

𝐶𝛾 =

(∑𝐾𝛼 × ∑ 𝐼𝛾∑𝐾𝛾 × ∑ 𝐼𝛼

)

1 + (∑𝐾𝛼 × ∑ 𝐼𝛾∑𝐾𝛾 × ∑ 𝐼𝛼

)

Dans le cas d’un tube de cobalt, le tableau ci-dessous montre les différents coefficients et les positions des pics sur les spectres de diffraction.

CH

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AUSTENITE

hkl 2𝜃 𝐾𝛾

111 51.21° 104 200 59.87° 46.5 220 89.78° 25.8

FERRITE

hkl 2𝜃 𝐾𝛼 110 52.38° 142 200 77.24° 19.9 211 99.71° 45.3 Tableau 16 Les facteurs analytiques des différentes raies pour le tube de cobalt

Remarque Concernant l’austénite, les indices (hkl) doivent être de même parité. Par contre, pour la férrite, la somme des indices doit être paire.

Exemple de calcul

Après avoir positionné l’échantillon sur la porte échantillon, on lance le logiciel DIFFRAC permettant de mesurer la quantité d’austénite résiduelle et de contraintes résiduelles. Après le réglage du cycle, on lance le cycle.

Figure 67 Mesure d’austénite résiduelle à l’aide du logiciel DIFFRAC

Voici un exemple de l’essai d’austénite résiduelle. Prenons un échantillon de 0.65% de carbone et de la température de revenu égale à 180°C à la 0.3mm de profondeur. A l’aide du logiciel PeakFIT, nous avons pu relever ces paramètres suivants :

SCALE ELEMENT AREA = I 2*θ WIDTH

1st γ 511.70440 50.898327 104.00 0.39253540

α 2778.89600 52.079151 142.00 0.64993560

2nd γ 369.71782 59.478764 46.50 0.64092660

3rd α 1322.64990 99.312741 45.30 1.41312740

Tableau 17 Valeurs des paramètres pour 0.65%C à 180°C et à 0.3mm de profondeur

A partir de ces valeurs et à l’aide de la formule ci-dessous, nous pouvons calculer chaque concentration d’austénite en %.

γ111 α110

CH

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T T

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𝐶𝛾 =1

1 + (𝐾𝛾 × 𝐴𝛼𝐾𝛼 × 𝐴𝛾

)

On obtient donc la concentration d’austénite pour toute cumulation possible.

SCALE 𝑪 𝑪 en %

1st 0.20091 20.09

2nd 0.21403 21.40

3rd 0.28891 28.89

Tableau 18 Concentration d’austénite pour chaque cumulation possible

Le calcul suivant nous donne la concentration totale d’austénite résiduelle dans l’échantillon.

𝐶𝛾 =

(∑𝐾𝛼 × ∑ 𝐼𝛾∑𝐾𝛾 × ∑ 𝐼𝛼

)

1 + (∑𝐾𝛼 × ∑ 𝐼𝛾∑𝐾𝛾 × ∑ 𝐼𝛼

)

∑ ∑ ∑

∑ ∑ ∑

∑ ∑

∑

∑ ×∑ ∑

𝑪

187.30 150.50 1.24 4101.55 881.42 0.21 0.27 0.2110

L’échantillon que l’on étudie possède une concentration d’austénite 21%, qui est une valeur dans la tolérance demandée.

3.2.3.4 Contraintes résiduelles

L’utilisation de la diffraction de rayons X permet aussi de connaître l’état de contrainte de la matière. Le mode d’emploi de DRX reste le même pour les contraintes résiduelles que celui pour les austénites résiduelles sauf un changement de tube : La mesure de contraintes résiduelles dans des échantillons est effectuée par un tube de chrome. Si le cristal est en compression ou en traction, les distances interréticulaires varient fortement. Cette variation modifie la position des pics. En mesurant le déplacement des pics, la déformation de la maille peut être déduite, et on peut déterminer la contrainte résiduelle dans l’échantillon.

Explication sur les contraintes résiduelles

Par définition, la contrainte résiduelle est la contrainte restante dans les pièces mécaniques, étant soumises à aucun effort extérieur. Ces contraintes sont en état équilibré sur l’ensemble du volume d’une pièce. Elles sont présentes dans les matériaux solides, métalliques ou non (bois, polymère, verre, céramique, etc.) L’origine de la création de ces contraintes résiduelles est souvent due à la combinaison de trois différents domaines suivant : mécanique, métallurgie et thermique. Les détails des sources de contraintes résiduelles sont donc décrits dans le tableau ci-dessous :

CH

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Sources de la création de contraintes résiduelles

Procédés Mécanique Thermique Métallurgique

Rectification

Une éventuelle déformation plastique

peut se présenter due à l'enlèvement de

copeaux.

Même si on blanchit la surface de la pièce, il se peut qu'il y ait une différence

de température du à l'échauffement pendant la rectification à cause du

contact entre la moule et la surface de la pièce.

Si la température produit entre la moule et la surface est

suffisamment élevée, une transformation de phase pendant la rectification pourrait produire.

Trempe superficielle

Pas de changement au niveau mécanique

Un gradient de température intervient Un changement de volume de la

pièce existe dû à la transformation de phase

Cémentation Pas de changement au

niveau mécanique Pas de compatibilité thermique

Un changement de volume de la pièce intervient avec un nouveau

composant chimique.

Tableau 19Sources de la création de contraintes résiduelles

Description de l’essai

On utilise toujours le même principe pour la mesure de contrainte résiduelle avec un tube de chrome. Les relevés des valeurs sur les échantillons ont été faits suivant les deux directions : 0° et 90°. L’angle 0° correspond à la ligne de génératrice de l’échantillon et l’angle 90° correspond à l’angle perpendiculaire de l’échantillon. La position 0° est alignée initialement au tube à rayon X et au détecteur.

Figure 68 Positions de l’échantillon sur la porte échantillon

Figure 69 Définition des différents angles de mesure

CH

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T T

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63


Comme la figure ci-dessus montre, l’angle ϕ est l’angle entre l’axe normal par rapport à l’échantillon

et la direction de mesure, l’angle φ correspond à un angle où l’échantillon tourne dans son plan (axe

perpendiculaire à sa surface) de cet angle.

Méthode de l’obtention des résultats

A l’aide d’un logiciel LEPTOS, nous obtenons les contraintes résiduelles. En enlevant le bruit de fond

de chaque pic, nous arrivons à déterminer la contrainte résiduelle correspondante. (Voir la figure ci-

dessous) En fait, ce logiciel permet de déterminer la position de pics de diffraction correspondant à la

même famille de plans cristallins en fonction de différents angles Psi ( en général de 0° à ±45°) et à

porter la variation de position 2θ en fonction de sin2 (Psi). Dans le cas de biaxial, la valeur de

contrainte dans la direction de P1 est directement reliée à la pente de la droite 2θ =f(sin2 (Psi)). [33]

Figure 70 Exemple d’un calcul de la contrainte résiduelle d’un échantillon

CH

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T T

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64


IV. Résultats et discussions

4.1 Filiation de carbone

Voici un tableau récapitulatif de la filiation de carbone pour les trois différents % de carbone. Nous constatons que le % de carbone pour un échantillon brut en état initial avant la cémentation reste autour de 0.172, ce qui permet de vérifier 18CrNiMo7-6. Grâce à la cémentation suivant la consigne donnée, nous obtenons une augmentation de % de carbone jusqu’à une telle consigne. Or, malgré les différentes consignes de % Carbone enregistrées et la stabilisation du four N°17, nous observons une petite irrégularité au niveau des valeurs de %C. Cet écart présent a été créé soit lors du réglage du four soit lors de la mesure du potentiel de carbone au laboratoire.

%Carbone Consigne

Numéro de pièce Température

de revenu

%Carbone (0-0.3mm)

%Carbone (0.3-0.6mm)

%Carbone (0.6-0.9mm)

Pièce Brute E brute 0.172

0.65

1 180 0.682 0.691 0.746

4 190 0.693 0.709 0.680

7 200 0.701 0.701 0.689

10 210 0.724 0.724 0.713

13 230 0.687 0.669 0.687

moyenne 0.6974 0.698 0.703

0.75

1 180 0.708 0.733 0.715

4 190 0.732 0.757 0.714

7 200 0.725 0.747 0.690

10 210 0.742 0.760 0.727

13 230 0.766 0.744 0.702

moyenne 0.7346 0.748 0.709

0.95

1 180 0.9080

3 190 0.8790

5 200 0.8900

7 210 0.8820

9 230 0.8980

moyenne 0.8914

Tableau 20 tableau récapitulatif de la filiation de carbone

Figure 71Variation de % de carbone en fonction de la température de revenu

0.762 0.756 0.757 0.765 0.745

0.768 0.776 0.769 0.780 0.777

0.908

0.879 0.890 0.882

0.898

0.65

0.70

0.75

0.80

0.85

0.90

0.95

180 190 200 210 220 230

%C/0,65

%C/0,75

%C/0,95

CH

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RE 3

: T

RAIT

EM

EN

T T

HERM

IQUE

65


Voici la variation de % de carbone tracée en fonction de la température de revenu pour chaque potentiel de carbone. On peut constater que malgré une très légère variation de %C suivant l’augmentation de la température de revenu, l’écart entre la valeur maximale et minimal pour chaque consigne peut être négligeable donc il n’y a pas de variation du potentiel de carbone selon l’augmentation de la température de revenu.

4.2 Filiation de dureté

4.2.1 Variation de dureté suivant le % de carbone

La courbe ci-dessous représente une variation de dureté pour les échantillons de 0.65%C selon la variation de températures de revenu de 180°C à 230°C. La plupart des points jusqu’à 1.5mm de la profondeur de la couche cémentée reste dans la tolérance demandée comprise entre 660HV et 740HV. C’est à dire qu’une modification jusqu’à cette valeur pourrait éventuellement être acceptée au moment de la finition en terme de dureté. D’après cette courbe on constate bien une diminution de dureté avec l’augmentation de la température de revenu. De même pour les deux autres %C. Par contre, pour le potentiel de carbone égal à 0.95, nous observons que la valeur de la dureté est inférieure à la tolérance pour les trois premiers points. On ne tient pas compte de ces points parce qu’au moment de la finition, cette distance à la surface extérieur de la pièce sera enlevée donc ne posera pas de problème.

Figure 72 Filiation de carbone pour 0.65%C


500

550

600

650

700

750

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6 1.8 2 2.2 2.4 2.6 2.8 3 3.2

Revenu180°/0,75%C

Revenu190°/0,75%C

Revenu200°/0,75%C

Revenu210°/0,75%C

Revenu230°/0,75%C

500

550

600

650

700

750

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6 1.8 2 2.2 2.4 2.6 2.8 3 3.2

Revenu180°/0,65%C

Revenu190°/0,65%C

Revenu200°/0,65%C

Revenu210°/0,65%C

Revenu230°/0,65%C

CH

APIT

RE 3

: T

RAIT

EM

EN

T T

HERM

IQUE

66



La variation de dureté en HV en fonction de la température de revenu permet de confirmer que plus

la température de revenu augmente, plus la dureté correspondante chute.

4.2.2 Variation de dureté suivant les différentes températures de revenu

Maintenant, nous allons comparer la dureté selon les différents potentiels de carbone : la variation de dureté en fonction de %C pour chaque température de revenu. D’après les courbes ci-dessous, nous observons que plus on augmente le pourcentage de carbone, plus le début de la valeur de la dureté chute pour une même température de revenu. Ce phénomène apparaît parce que l’échantillon avec un %C plus élevé possède beaucoup plus d’austénite résiduelle ayant une structure très molle donc moins dure. A l’extrémité de l’échantillon, on a un état de surface avec beaucoup d’austénite résiduelle mais plus on est vers le centre de l’échantillon, la martensite domine la surface donc la dureté en HV est censé être augmentée. (Ce phénomène est apparu avec la température de revenu 180°) Une fois qu’on atteint la dureté maximale à une certaine profondeur avec une structure de martensite dominée, on a un changement de structure (Bainite-Troosite-Perlite+Ferrite), ce qui provoque une diminution de dureté. Ce phénomène apparaît jusqu’à 190° puis l’écart entre les courbes devient moins remarquable pour la suite. A partir de la température de revenu égale à 210°C, les courbes de dureté ont tendance à être moins écartés entre elles même au début de la filiation de dureté.

500

550

600

650

700

750

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6 1.8 2 2.2 2.4 2.6 2.8 3 3.2

Revenu180°/0,95%C

Revenu190°/0,95%C

Revenu200°/0,95%C

Revenu210°/0,95%C

Revenu230°/0,95%C

CH

APIT

RE 3

: T

RAIT

EM

EN

T T

HERM

IQUE

67


Figure 75 Comparaison de dureté pour Trev=180°C

Figure 76 Comparaison de dureté pour Trev=190°C

Figure 77 Comparaison de dureté Trev=200°C

CH

APIT

RE 3

: T

RAIT

EM

EN

T T

HERM

IQUE

68




Concernant la dureté au cœur de l’échantillon, malgré l’augmentation de la température de revenu, la

dureté à 550HV à 3mm de la profondeur de la couche cémentée n’est pas loin à être respecté. Elles

sont de 2.5 à 3.0mm selon la température de revenu.

4.3 Dosage d’austénite résiduelle

4.3.1 Interprétation des résultats obtenus

Voici les trois courbes de variation d’austénite résiduelle en fonction de la température de revenu pour 0.65%C, 0.75%C et 0.95%C.

0.3mm / 0.6mm de profondeur de la couche cémentée de 0.65%C Pour ces deux profondeurs de la couche cémentée, nous observons que la quantité d’austénite résiduelle chute avec l’augmentation de la température de revenu. Une grande chute de cette quantité se produit de 180°C à 190°C puis une petite diminution très homogène pendant le reste des températures de revenu jusqu’à 230°C. Sauf les mesures d’austénite résiduelles pour T=180°C, toutes les autres valeurs sont dans la tolérance, donc inférieures à 25% d’austénites résiduelles. Or, une incohérence s’est produite : on constate que la quantité d’austénite résiduelle de 0.6mm de profondeur est plus grande que celle de 0.3mm de profondeur. Ce résultat ne correspond pas à la théorie, parce que la quantité d’austénite résiduelle devrait être plus élevée à 0.3mm de profondeur

CH

APIT

RE 3

: T

RAIT

EM

EN

T T

HERM

IQUE

69


de la couche cémentée que celle plus vers le centre à cause de plus de %C injecté.

0.4 mm de profondeur de la couche cémentée de 0.65%C Concernant la profondeur de la couche cémentée égale à 0.4mm, la courbe a une tendance de diminution jusqu’à 200°C puis il apparaît une petite remonte à 210°C. Puis elle diminue à nouveau jusqu’à 230°C. Or, cette augmentation n’a pas trop d’importance parce que l’écart des valeurs entre ces deux températures peut être négligeable. Cet écart pourrait venir lors du réglage de l’échantillon sur l’appareil de DRX. A 0.4mm de profondeur de la couche cémentée, la quantité d’austénite maximale est à 180°C et celle minimale est à 230°C.

Figure 80 Variation d’austénite résiduelle en fonction de la température de revenu pour 0.65%C


24,77

18,5517,76

17,21

15,6

21,65

20,41

18,4418,95

15,89

28,47

23,22 22,9922,37

21,92

1011121314151617181920212223242526272829303132333435

180 190 200 210 220 230

0.3mm/C65/Austénite

résiduelle


résiduelle


résiduelle

26.12

25.79

24.51

21.92

18.42

25.69

30.23 28.53

30.94

21.50

33.43 32.05

30.19

31.74

25.89

1011121314151617181920212223242526272829303132333435

180 190 200 210 220 230

0.3mm/C75/Austénite résiduelle



CH

APIT

RE 3

: T

RAIT

EM

EN

T T

HERM

IQUE

70


0.3mm / 0.6mm de profondeur de la couche cémentée de 0.75%C Pour ces deux profondeurs de la couche cémentée à 0.75%C, nous constatons une diminution régulière de l’austénite résiduelle en fonction de la température de revenu. A 0.3mm, sauf les deux premières températures de revenu, les résultats d’austénite résiduelle ont été respectés. Par contre, à 0.6mm, toutes les valeurs obtenues sont hors de tolérance malgré l’effet de revenu avec la présence d’une petite remonte à 210°C. En plus, on observe encore une fois une même incohérence : il y a plus d’austénite résiduelle à 0.6mm qu’à 0.3mm, ce qui devrait être inversé vu qu’il y a plus de carbone dans la couche 0.3mm. Par rapport aux résultats à 0.65%C, l’ensemble des valeurs est plus élevé comme on a augmenté le potentiel de carbone.

0.4 mm de profondeur de la couche cémentée de 0.75%C Comme le cas de 0.65%C, nous observons une allure sinusoïdale suivant l’augmentation de la température de revenu. Dans ce cas, il est difficile de prévoir la quantité minimale et maximale d’austénite résiduelle. On constate aussi que les valeurs sont dépassées de la norme demandée sauf à 230°C.


0.3mm/ 0.4mm/0.6mm de profondeur de la couche cémentée de 0.95%C Nous observons ici une différence remarquable par rapport aux deux précédents pourcentages de carbone. La quantité d’austénite résiduelle à 0.3mm est plus élevée que celle à 0.6mm, ce qui permet de confirmer la théorie (plus de carbone à la surface extérieure qu’à celle intérieure, une vers le centre). Cette différence a origine du type de four de revenu que l’on a utilisé. Pour 0.95%C, nous avions utilisé le four de revenu à FLENDER en faisant 8H de revenu au lieu de 2H. Ce changement de temps a été décidé parce que le four de revenu à FLENDER est beaucoup plus grand que celui à INSA. La température de revenu acceptable dépend de la profondeur de la couche cémentée. Plus on est vers le centre de l’échantillon, moins d’austénite résiduelle se présente donc la température minimale de revenu acceptable est plus basse. Pour 0.3mm, nous sommes autour de 202°C. Pour 0.4mm et 0.6mm, on obtient respectivement 214°C et 218°C.

34.97 34.68

30.75

28.96

19.12

33.14

30.31 28.98

26.57

14.98

31.09 31.04

25.47

21.87

16.3

10111213141516171819202122232425262728293031323334353637383940

180 190 200 210 220 230




CH

APIT

RE 3

: T

RAIT

EM

EN

T T

HERM

IQUE

71


4.3.2 Conclusion

Tout d’abord, il est très important d’un choix du temps de revenu quel que soit le type du four afin que la pièce ait un temps suffisant pour l’homogénéité de l’obtention de la chaleur dans toute la pièce. Nous observons une grande différence entre les deux conditions de revenu utilisées. Pour les deux potentiels de carbone égaux à 0.65%C et 0.75%C, il serait mieux de refaire le revenu en augmentant le temps de revenu avec le four à FLENDER. Dans le cas de 0.95%C, nous constatons une cohérence avec la théorie. Il y a toujours une température de revenu que l’on peut prendre en cas de besoin en considérant la quantité d’austénite résiduelle dans la tolérance suivant les trois profondeurs de la couche cémentée. En prenant un cas extrême avec Trev=230°C, les valeurs de dureté correspondant à cette température sont toujours dans la tolérance.

4.4 Contrainte résiduelle

Les courbes ci-dessous représentent les contraintes résiduelles obtenues en MPa en fonction de la température de revenu en C°. Tout d’abord, nous avons effectué un essai sur un échantillon brut (sans avoir été rectifié) à 0.65%C, cémentée, trempée et revenu à 200°C. L’objectif de cet essai est de comparer les résultats avec ceux des échantillons rectifiés avec les différentes profondeurs et de vérifier s’il y a eu une brûlure pendant la rectification, ce qui permet de modifier complètement les valeurs de contraintes résiduelles, du coup une possibilité d’avoir un résultat faux pour notre étude. Concernant l’échantillon brut (0.65%C, 200°C, sans rectification), nous avons trouvé les résultats suivants selon la position :

0° 90°

Plat -646,00 -640,50

Génératrice -556,80 -456,50

Tableau 21 Contraintes résiduelles en MPa pour l’échantillon brut

Ci-dessous la figure représentant les contraintes résiduelles en fonction de la température de revenu. Concernant la position 0°, on a une tendance à augmenter les valeurs de contraintes résiduelles (de plus en plus proche de 0) suivant l’augmentation de la température de revenu.

Figure 83 Contraintes résiduelles en fonction de la température de revenu sur la position 0°

-650

-600

-550

-500

-450

-400

-350

-300

-250

-200

-150

-100

-50

0

170 180 190 200 210 220 230 240

0,65/3mm/0°

0,65/4mm/0°

0,65/6mm/0°

0,75/3mm/0°

0,75/4mm/0°

0,75/6mm/0°

Position 0°

0.656

0.756

0.654

0.653

0.753

0.754

CH

APIT

RE 3

: T

RAIT

EM

EN

T T

HERM

IQUE

72


On constate que plus on va vers le centre, moins les valeurs de contraintes résiduelles y sont donc moins de déformation. En plus, plus on augmente la température de revenu, moins de contraintes résiduelles (contrainte de compression), moins de déformation de produit se présentera. Toutes les profondeurs ont tendance à diminuer sauf la profondeur à 0.4mm ayant une allure différente, contrainte de traction et une allure sinusoïdale. Ce phénomène a peut-être origine de la rectification plane. Car, l’un des principaux problèmes de la mesure de contraintes résiduelles est la découpe de l’échantillon. En effet, le fait de découper l’échantillon peut modifier l’état de contraintes résiduelles de l’échantillon découpé en relaxant les contraintes ou en introduisant les contraintes par l’usinage. C’est pourquoi, dans notre interprétation, il est plus important d’observer la tendance de l’évolution de la contrainte selon les températures de revenu et les directions de la mesure.

Figure 84 Contraintes résiduelles en fonction de la température de revenu sur la position 90°

Dans le cas de la position 90°, les allures de contraintes résiduelles semblent beaucoup à celles de 0°. Or, les valeurs de contraintes résiduelles obtenues sont généralement plus hautes par rapport à celles de 0°, donc plus de déformation dans ce sens, et on constate moins d’écart des contraintes résiduelles entre les profondeurs de la couche cémentée.

4.5 Essais microscopiques

4.5.1 Entre les % de carbone

Après les mesures d’austénite résiduelle et de contrainte résiduelle par diffraction de rayons X, nous

avons décidé d’observer la structure de la matière afin de confirmer les résultats obtenus par

l’appareil de DRX. Les deux figures ci-dessous représentent la structure observée à l’échelle 500 à la

température de revenu 180°C de potentiels de carbone, 0.65% et 0.95%. On constate que le cas de

0.65%C a beaucoup moins d’austénite résiduelle que celui de 0.95%C. Dans le cas du potentiel de

carbone 0.65, nous observons qu’il y a plus de zone dominée par la ferrite(en noir) domine que par

l’austénite résiduelle(en blanc). Par contre, plus d’austénite résiduelle se présente avec le potentiel de

carbone égal à 0.95. Comme il y a plus de carbone, il est tout à fait normal qu’il y a plus d’austénite

résiduelle dans la même condition du traitement thermique.

-650

-600

-550

-500

-450

-400

-350

-300

-250

-200

170 180 190 200 210 220 230 240

0,65/3mm/90°

0,65/4mm/90°

0,65/6mm/90°

0,75/3mm/90°

0,75/4mm/90°

0,75/6mm/90°

Génératrice

200°C/0,65/BRUT

PLAT

200°C/0,65/BRUT

Position 90°

0.656

0.756

0.753

0.653

0.654

0.754

CH

APIT

RE 3

: T

RAIT

EM

EN

T T

HERM

IQUE

73


Figure 85 Structure observée au microscope x500 à 180°C pour 0.65%C et 0.95%C

4.5.2 Entre les températures de revenu

Figure 86 Structure observée au microscope à l’échelle x 500 à 0.65%C pour 180°C et 230°C

Cette fois-ci, nous comparons les deux cas suivant la température de revenu. Plus la température de revenu augmente, moins d’austénite résiduelle se produit. Comme la théorie, on observe moins d’austénite résiduelle pour Trev=230°C que celle pour Trev=180°C.

4.6 Comparaison des valeurs d’austénite résiduelle entre l’appareil de DRX et à l’œil nu

La comparaison des valeurs d’austénite résiduelle obtenues par l’appareil de DRX à l’œil nu des techniciens du laboratoire du traitement thermique permet de montrer la coïncidence des résultats. La seule différence entre ces deux manipulations au niveau de la méthode de mesure est suivante :

- Pour l’appareil DRX, nous avons rectifié l’échantillon profondeur par profondeur pour mesurer l’austénite résiduelle à telle profondeur.

- Pour la méthode au microscope, il est impossible de différencier les profondeurs de la couche cémentée à l’œil nu. Les techniciens mesurent donc sur l’ensemble de la couche cémentée pour donner leurs avis.

Voici donc le tableau et les comparaisons des courbes d’austénite résiduelle selon le potentiel de carbone. Pour cela, nous avons calculé la moyenne de trois profondeurs de la couche cémentée pour les valeurs de l’appareil de DRX.

25% 18%

25% 33%

CH

APIT

RE 3

: T

RAIT

EM

EN

T T

HERM

IQUE

74


Austénite résiduelle pour 0.65%C

T(°C) Daniel Jean Michel INSA DRX

Surface ext Surface int moyenne Surface ext Surface int Moyenne moyenne

180 10 10 10 15 10 12.5 24.96

190 10 10 10 10 10 10 20.73

200 15 15 15 15 10 12.5 19.73

210 25 25 25 15 10 12.5 19.51

230 15 15 15 15 20 17.5 17.8



Surface ext Surface int moyenne Surface ext Surface int moyenne moyenne

180 25 25 25 20 15 17.5 28.41

190 25 25 25 15 15 15 29.36

200 15 20 17.5 20 15 17.5 27.74

210 25 20 22.5 20 15 17.5 28.2

230 25 25 25 15 10 12.5 21.94



Surface ext Surface int moyenne Surface ext Surface int moyenne moyenne

180 35 10 22.5 25 10 17.5 33.07

190 25 25 25 20 15 17.5 32.01

200 35 15 25 20 10 15 28.4

210 35 15 25 20 10 15 25.8

230 20 20 20 15 10 12.5 16.8

Tableau 22 Récapitulatif des valeurs d’austénite résiduelle selon les personnes et les méthodes

24.96

20.73 19.73 19.51 17.8

10 10

15

25

15

12.5

10

12.5 12.5

17.5

0

5

10

15

20

25

30

180 190 200 210 230

0.65/INSA

0.65/Daniel

0.65/J.Michel

CH

APIT

RE 3

: T

RAIT

EM

EN

T T

HERM

IQUE

75


Figure 87 Représentation de l’austénite résiduelle en fonction de la température de revenu pour les 3 cas

D’après ces courbes, nous pouvons constater un écart non négligeable entre chaque méthode de mesure de diffraction par rayons X. En fait, cet écart est probablement dû aux différents facteurs suivants :

- La photo de standard que les techniciens se basent pour leurs mesures (il faudrait vérifier le % de carbone marqué sur la photo)

Figure 88 Exemple utilisé pour les techniciens de Flender (25%C à l’échelle 500x)

28.41 29.36 27.74 28.2

21.94

25 25

17.5

22.5

25

17.5

15

17.5 17.5

12.5

0

5

10

15

20

25

30

35

180 190 200 210 230

0.75/INSA

0.75/Daniel

0.75/J.Michel

33.07 32.01

28.4

25.8

16.8

22.5

25 25 25

20

17.5 17.5

15 15

12.5

0

5

10

15

20

25

30

35

180 190 200 210 230

0.95/INSA

0.95/Daniel

0.95/Michel

CH

APIT

RE 3

: T

RAIT

EM

EN

T T

HERM

IQUE

76


- Les techniciens donnent une valeur sur l’ensemble de la couche cémentée alors que les valeurs prises par l’appareil viennent de différentes profondeurs de la couche cémentée bien définies.

Figure 89 Différents potentiels de carbone sur les trois couches de l’échantillon

CH

APIT

RE 3

: T

RAIT

EM

EN

T T

HERM

IQUE

77


V. Conclusion

Dans cette deuxième partie sur l’étude de traitement thermique, nous avons réalisé une étude bibliographique sur le traitement thermique des aciers et nous avons défini une série de manipulations afin d’effectuer les différents essais selon les différentes températures de revenu (de 180°C à 230°) et les trois potentiels de carbone (0.65%C, 0.75%C et 0.95%C). Parmi les essais, nous avons d’abord vérifié le potentiel de carbone stocké dans l’échantillon après chaque cycle du traitement thermique puis nous avons aussi réalisé la filiation de dureté en fonction de la profondeur de la couche cémentée et de la température de revenu. Concernant le potentiel de carbone, nous avions trois cas. Sauf le 0.95%C ayant une valeur réelle du potentiel de carbone autour de la consigne, il sera intéressant de refaire la même manipulation pour les deux autres pourcentages de carbone en utilisant le four de revenu chez Flender Graffenstaden. On constate que la dureté diminue si on augmente la température de revenu pour chaque potentiel de carbone et on a aussi étudié la variation de dureté en fonction du potentiel de carbone pour chaque température de revenu : Plus on augmente le %C, plus le début de la valeur de la dureté chute pour une même température de revenu. Cela vient de la différente quantité d’austénite résiduelle stockée dans l’échantillon. Par contre, nous avons observé que la dureté à 550HV à 3mm de la profondeur de la couche cémentée ne varie pas beaucoup malgré l’augmentation de la température de revenu. Ensuite une dernière manipulation a été réalisée à l’aide de la diffraction de rayon X afin de doser l’austénite résiduelle et la contrainte résiduelle. Pour le cas 0.95%C, nous observons la diminution d’austénite résiduelle selon l’augmentation de la température de revenu. Après avoir réalisé ces essais, nous avons remarqué que la température de revenu acceptable dépend de la profondeur de la couche cémentée. Plus on est vers le centre de l’échantillon, moins d’austénite résiduelle se présente donc la température minimale de revenu acceptable est plus basse. Pour 0.3mm, nous sommes autour de 202°C. Pour 0.4mm et 0.6mm, on obtient respectivement 214°C et 218°C. Il sera donc possible de faire varier la température de revenu de ces valeurs à la température de revenu 230°C pour le cas 0.95%C en respectant les caractéristiques mécaniques (dureté et austénite résiduelle). Par contre, il sera intéressant de vérifier la méthode du dosage d’austénite résiduelle au laboratoire de la société parce qu’une grande différence au niveau de la valeur d’austénite résiduelle entre la valeur relevée par l’appareil de diffractomètre et celle donnée par les techniciens a été détectée.

Concl

usion G

énéra

le

78


Conclusion Générale

Ce projet de fin d’études au sein du département FABRICATION de l’entreprise FLENDER GRAFFENSTADEN m’a permis de mettre en œuvre différentes connaissances acquises au cours de ma formation à l’INSA Strasbourg, plus particulièrement dans le domaine de matériaux. A propose de mes deux sujets, il ne s’agit pas simplement de résoudre un seul problème mais de comprendre et d’analyser tout le procédé de fabrication afin de trouver les facteurs liés à ces problèmes.

Concernant le sujet lié à RUNOUT, il m’a apporté de découvrir la machine de RUNOUT, de la comprendre et de mettre en œuvre différents facteurs liés à cet essai de RUNOUT. Nous avons effectué plusieurs essais : la validation du moyen de mesure, les essais microscopiques et les micro-duretés sur les différents échantillons. Nous avons décidé de valider le moyen de mesure en comparant les valeurs de Runout entre deux machines de Runout 1 et 2, en réalisant des différents essais de Runout sur les différents endroits pour même diamètre de chaque pièce et en vérifiant les valeurs de Runout pour les pièces conformes. Puis nous avons pris une barre de l’entreprise GR pour les essais microscopiques. Malgré les différents types des essais et la vérification de la composition chimique, nous n’avons pas réellement pu trouver l’origine, qui était le but de cette partie car la structure et la dureté sont toutes homogènes sur l’ensemble des morceaux. Le défaut électrique ne peut donc s’expliquer par un phénomène de structure à l’échelle d’observation utilisée.

Ensuite, une étude expérimentale de l’influence du traitement thermique et de la rectification sur les résultats de RUNOUT a été réalisée. Le traitement thermique (trempe suivi d’un revenu) permet finalement d’améliorer les résultats de RUNOUT électriques grâce à la modification de la structure de la matière au cours du traitement. Les valeurs de Runout électrique après le traitement thermique ont été réellement diminuées et les allures de la courbe sont plus homogènes et prennent une forme circulaire sans la présence de pics que l’on avait avant le traitement thermique sauf la dernière position du diamètre 300. Pour ce cas, nous avons défini une zone où un éventuel défaut électrique peut être observable. Il faudra donc découper cette zone et l’observer. Concernant la rectification cylindrique, nous avons effectué cet essai en enlevant 0.1mm maximum selon le diamètre. Nous avons constaté qu’elle a amélioré le résultat de RUNOUT mécanique mais elle ne donne pas un impact sur le résultat de Runout électrique. Nous avons tout de même défini deux zones où une grande variation de la valeur de Runout électrique après la rectification a été observée. Il sera intéressant de découper ces zones afin d’observer la structure de la matière.

Le deuxième sujet lié au traitement thermique m’a permis d’utiliser les connaissances techniques liées aux matériaux. Nous avons défini une série de manipulations afin d’effectuer les différents essais selon les différentes températures de revenu (de 180°C à 230°) et les trois potentiels de carbone (0.65%C, 0.75%C et 0.95%C). Parmi les essais, nous avons d’abord vérifié le potentiel de carbone stocké dans l’échantillon après chaque cycle du traitement thermique puis nous avons aussi réalisé la filiation de dureté en fonction de la profondeur de la couche cémentée et de la température de revenu. Concernant le potentiel de carbone, nous avions trois cas dont le cas 0.65%C donne une valeur aberrante. Il sera donc intéressant de refaire la même manipulation pour ce potentiel de carbone en utilisant le four de revenu chez Flender Graffenstaden. En plus, on constate que la dureté diminue si on augmente la température de revenu pour chaque potentiel de carbone et on a aussi étudié la variation de dureté en fonction du potentiel de carbone pour chaque température de revenu : Plus on augmente le %C, plus le début de la valeur de la dureté chute pour une même température de revenu. Cela vient de la différente quantité d’austénite résiduelle stockée dans l’échantillon. Par contre, nous avons observé que la dureté à 550HV à 3mm de la profondeur de la couche cémentée ne varie pas beaucoup malgré l’augmentation de la température de revenu. Ensuite une dernière manipulation a été réalisée à l’aide de la diffraction de rayon X afin de doser l’austénite résiduelle et la contrainte résiduelle. Pour le cas 0.95%C, nous observons la diminution d’austénite résiduelle selon l’augmentation de la température

Concl

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le

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de revenu. En réalisant plusieurs essais du traitement thermique et de l’observation des caractéristiques mécaniques liées aux échantillons, nous avons pu obtenir un résultat suivant :

Pour le cas du potentiel de carbone 0.95, nous avons remarqué que la température de revenu

acceptable dépend de la profondeur de la couche cémentée : Plus on est vers le centre de l’échantillon, moins d’austénite résiduelle se présente donc la température minimale de revenu acceptable est plus basse. Pour 0.3mm, nous sommes autour de 202°C. Pour 0.4mm et 0.6mm, on obtient respectivement 214°C et 218°C. Il sera donc possible de faire varier la température de revenu de ces valeurs à la température de revenu 230°C pour ce cas 0.95%C en respectant les caractéristiques mécaniques (dureté et austénite résiduelle). Cependant, il sera intéressant de réaliser à nouveau les mêmes essais pour les deux autres potentiels de carbone avec le four de revenu de FLENDER GRAFFENSTADEN et de vérifier la méthode pour l’observation de l’austénite résiduelle au laboratoire de FLENDER GRAFFENSTADEN.

Ce projet m’a aussi permis de découvrir comment fonctionne une entreprise dans le domaine mécanique, les contraintes qui s’y rattachent et la complexité pour produire toujours avec une bonne qualité. De plus, j’ai pu découvrir l’entreprise FLENDER GRAFFENSTADEN, avec son fonctionnement et j’ai pu comprendre le processus du point de vue globale et celui détaillé de la fabrication des pièces et les technologies utilisées.

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liogra

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ANNEXE

Documents

Projet de Fin d’Etudes - eprints2.insa-strasbourg.freprints2.insa-strasbourg.fr/1174/1/GM-2012-LEE-memoire.pdf · l’entepise a besoin d’un contôle spécial pour contrôler